Похожие
Текст
НАПРЯЖЕННО
АРМИРОВАННЫЙ
ЖЕЛЕЗОБЕТОН
SPANNBETON
FOR DIE PRAXIS
Von
Dr.-Ing. Fritz Leonhardt
Beratender Ingenieur VBI.,
VDL, DAL, M. ASCE
Stuttgart
BERLIN 1955
Ф. ЛЕОНГАРДТ
НАПРЯЖЕННО АРМИРОВАННЫЙ
ЖЕЛЕЗОБЕТОН
И ЕГО ПРАКТИЧЕСКОЕ
ПРИМЕНЕНИЕ
Перевод с немецкого
д-ра техн. наук В. К- Житомирского
Под редакцией и с предисловием
канд. техн. наук Г. И. Бердичевского
•Q
Сканирование — студентОбЗ
Обработка — Armin
DVG.ru
ГОСУДАРСТВЕННОЕ ИЗДАТЕЛЬСТВО
ЛИТЕРАТУРЫ ПО СТРОИТЕЛЬСТВУ И АРХИТЕКТУРЕ
Москва 19 57 г.
Книга представляет собой перевод с немецкого
монографии, посвященной практике проектирования
и возведения конструкций и сооружений из напря-
женно армированного железобетона.
В книге рассмотрены следующие основные вопро-
сы: материалы для предварительно напряженного
железобетона, анкерные и натяжные устройства, спе-
циальное оборудование различных типов, данные о
потерях напряжений и их учете, принципы конструи-
рования напряженно армированных конструкций и
особенности процессов их возведения или изготовле-
ния, методы расчета и подбора сечений, данные об
огнестойкости и др.
Книга предназначена для инженеров-строителей.
ПРЕДИСЛОВИЕ РЕДАКТОРА К РУССКОМУ ПЕРЕВОДУ
Многочисленные серьезные преимущества напряженно армированного
железобетона обеспечили ему одно из ведущих мест в современном строи-
тельстве за рубежом.
Повышение общего технического уровня ряда отраслей строительства,
а также новые плодотворные идеи и направления, характерные, на-
пример, для развития железобетонного мостостроения последних лет,
резервуаростроения, покрытий больших пролетов и др., вызваны к жизни
именно широким применением напряженно армированных конструкций в
самых различных областях. Как справедливо отмечается в предисловии
автора настоящей книги, новые предложения и заявки на патенты, свя-
занные с напряженным армированием, образовали в последние годы во
всех странах мира настоящий поток. Такое положение, характерное, между
прочим, в свое время и для начального периода применения обычного же-
лезобетона, свидетельствует о непрекращающемся процессе развития этого
нового конструктивного направления.
Вместе с тем можно отметить немало признаков стабилизации совре-
менного состояния напряженно армированного железобетона. Закрепился
и получил широкое распространение ряд практически проверенных кон-
структивных систем и основных технологических приемов; сформулиро-
ваны специфические требования к бетону и сталям; систематизированы
важнейшие результаты теоретических и опытных исследований; на их
основе во многих странах регламентированы методы проектирования и
расчета напряженно армированных конструкций и изделий.
Известным признаком такой стабилизации является, кроме того, отме-
чающийся за последние годы выход в свет в ряде стран значительного
количества монографий, в которых обобщается опыт проектирования и воз-
ведения конструкций и сооружений из напряженно армированного железо-
бетона и синтезированы материалы исследований.
К числу таких монографий может быть отнесена и настоящая книга
видного немецкого инженера и исследователя Ф. Леонгардта, автора и
строителя ряда оригинальных сооружений из напряженно армированного
железобетона, в том числе нескольких крупных многопролетных мостов
своей системы, тонкостенных большепролетных покрытий и др.
В книге Ф. Леонгардта достаточно полно представлены разнообразные
вопросы, связанные с проектированием и изготовлением современных на-
пряженно армированных конструкций. Например, подробно рассмотрены:
материалы для предварительно напряженного железобетона; практические
данные об усадке и ползучести бетона и об упруго-пластических деформа-
циях сталей; анкерные и натяжные устройства, специальное оборудование
различных типов; потери напряжений и способы борьбы с ними; принципы
конструирования; специфические технологические и производственные
процессы; методы расчета конструкций (в том числе и статически неопре-
делимых) и подбора сечений элементов.
5
Более схематично изложены вопросы устойчивости напряженно арми-
рованных элементов, их работы под пульсирующей нагрузкой, огнестой-
кости и т. д.
Помимо такой комплексности содержания, важной особенностью дан-
ной монографии является ее практическая направленность, подчеркнутая
и в названии книги. Эта направленность четко выдержана автором в
общем построении книги: вопросы конструкции и технологии, как правило,
предваряют вопросы расчета и теории; наряду с этим книга отличается
ясными формулировками и определениями, конкретными рекомендациями
и указаниями, обилием числовых характеристик и других аналогичных
материалов.
Характерны в этом отношении несколько необычные по форме, но ин-
тересные по замыслу так называемые «заповеди», помещенные впереди
текста. Автор попытался сконцентрировать в них главнейшие, по его мне-
нию, специфические требования, которыми следует руководствоваться
инженеру, работающему в области напряженно армированного железо-
бетона.
Важной частью книги являются тщательно разработанные, хорошо
скомпонованные иллюстрации и, в частности, не всегда обычные для на-
шей технической литературы, подробные пояснения на рисунках и под
ними, облегчающие усвоение текстового материала и практическое исполь-
зование графиков.
Указанные достоинства книги Ф. Леонгардта наряду с достаточно вы-
соким научным уровнем изложения определяют ее значительный интерес
для наших читателей. Издание ее перевода облегчит советским инженерам
изучение и освоение зарубежного опыта в данной области и его использо-
вание при решении важных задач, связанных с осуществляемым в нашей
стране интенсивным развитием напряженно армированного железобетона.
Следует коротко остановиться на некоторых недочетах книги, в кото-
рой не все представляется в равной степени ценным и бесспорным. Одним
из серьезных недостатков книги является то, что в ней не отражен значи-
тельный опыт проектирования и строительства напряженно армированных
конструкций, накопленный в Советском Союзе, Венгрии, Польше, Юго-
славии, Чехословакии и ряде других стран. Это имеет место во всех гла-
вах книги, включая обзорную главу и заключительный исторический
очерк, а также библиографический перечень.
Надлежащее отражение работ, выполненных в данной области в упо-
мянутых странах, особенно механизированных способов изготовления, и,
в частности, разработанного в СССР метода непрерывного армирования
обогатило бы содержание книги и сделало бы ее более полноценной.
Незаслуженно мало внимания уделено автором сборным конструкциям
и изделиям; почти не рассмотрены вопросы их заводского изготовления; не
рассмотрены вопросы стоимости и трудоемкости напряженно армирован-
ного железобетона. Отметим, что отражение вопросов экономики находит
в настоящее время должное место в ряде зарубежных изданий по напря-
женно армированному железобетону1.
Критические замечания могли бы быть высказаны по поводу некоторых
теоретических положений, использованных для учета явлений ползучести,
и особенно по отношению к методам расчета и подбора сечений, довольно
громоздких по построению и спорных по существу. Следует иметь в виду,
что эти методы основываются на зарубежных нормативных требованиях,
отличающихся от принятых в Советском Союзе, и, следовательно, их прак-
1 См. например, Т. Lin, Design of prestressed concrete structures, Нью-Йорк,
1955, стр, 393—406; L, Bourgine, Execution du beton precontract, Париж, 1954,
стр. 95—102 и др.
6
тическая ценность для нашего читателя невелика; поэтому мы не сочли
целесообразным подробно комментировать эти разделы. Изложение ука-
занных методов и приемов расчета сохранено при переводе без изменений
для наиболее полного ознакомления наших читателей с состоянием этих
вопросов.
В книге имеются и другие недостатки. Часть из них отмечена и огово-
рена в подстрочных" примечаниях, число и объем которых сведены к мини-
муму; другие, несомненно, будут выявлены и критически оценены взыска-
тельным читателем.
Необходимо отметить, что русский перевод немецкого текста, относя-
щегося к такой далеко не установившейся области строительной техники,
как напряженно армированный железобетон, и его редактирование изоби-
ловали серьезными трудностями, главным образом в вопросах терминоло-
гии. В связи с этим могли оказаться неустраненными неточности и шеро-
ховатости смыслового и редакционного характера.
Замечания об обнаруженных недостатках, равно как и пожелания о
целесообразных исправлениях, будут приняты с благодарностью и учтены
при дальнейших изданиях.
Г. Я. Бердичевский
ОГЛАВЛЕНИЕ
Стр
Предисловие редактора к русскому переводу 5
Из предисловия автора 11,
Десять заповедей инженера по напряженно армированному
железобетону 13
Условные обозначения 14
Глава 1. Основные понятия напряженно армированного
железобетона 17
Глава 2. Материалы 34
Глава 3. Анкерные устройства и стыки натягиваемой ар-
матуры 95
Глава 4. Натяжные устройства п осуществление предвари-
тельного напряжения 146
Глава 5. Степени предварительного напряжения . . . 189
Глава б. Значение сцепления арматуры с бетоном . . . 197
Глава 7. Потери при последующем натяжении и способы
борьбы с ними 221
Глава 8. Нагнетание раствора в каналы для восстановле-
ния сцепления ... 258
Глава 9. Передача усилий обжатия 270
Глава 10. Основные принципы конструирования . . . 291
Глава 11. Расчет напряженно армированных несущих кон-
струкций 331
Глава 12. Расчетное определение влияния усадки и ползу-
чести бетона 398
Глава 13. Проверка запаса прочности . . . . . • . 434
Глава 14. Вопросы устойчивости напряженно армированных
элементов 480
Глава 15. Работа напряженно армированных конструкций
под пульсирующей нагрузкой 484
Глава 16. Некоторые особые области применения предвари-
тельного напряжения 487
Глава 17. Вопросы огнестойкости . 545
Глава 18. Важнейшие испытания напряженно армирован-
ных конструкций до разрушения 552
Глава 19. Рекомендации по производству работ . . . 553
Гл а в а 20. К истории развития напряженно армированных
железобетонных конструкций ... . 564
Литература • 582
Моим высокочтимым учителям
проф. д-ру ОТТО ГРАФУ,
проф. д-ру ЭМИЛЮ МЁРШУ,
проф. д-ру КАРЛУ ШЕХТЕРЛЕ
с благодарностью посвящается
?
ИЗ ПРЕДИСЛОВИЯ АВТОРА
В этой книге делается попытка на основе долголетней деятельности
автора и накопленного им опыта возведения сооружений из напряженно
армированного железобетона изложить основы проектирования и выпол-
нения таких конструкций. Прежде всего следует ознакомить практиков
проектирования и производственников с этой новой областью строитель-
ных конструкций, которая с необычайной быстротой распространилась и
подверглась разработке за последние годы. Автор отдает себе отчет в том,
что эта область все еще продолжает быстро развиваться, но практика на-
столько ушла вперед от подготовки инженеров и технического персонала,
что все более настоятельно требуется создать возможности для ее систе-
матического изучения. Автор взялся за эту трудную задачу прежде всего
потому, что неоднократно предлагавшаяся им организация специальных
курсов для подготовки инженеров в области напряженно армированного
железобетона, к сожалению, не была осуществлена.
Полное использование высокопрочных материалов в напряженно арми-
рованном железобетоне предполагает основательное знание их свойств;
поэтому рассмотрение основных качеств бетона и стали, которые важны
для напряженно армированных конструкций, выполнено достаточно под-
робно, хотя многое представляет собой повторение того, что можно найти
в общеизвестных учебниках и пособиях для инженеров-строителей. Это
сделано для удобства читателей-инженеров, которые могут возобновить
необходимые им в этой области знания.
Конструктивные и практические вопросы разработаны в книге подроб-
нее, чем вопросы теории, которые изложены без подробностей новейших
научных изысканий, по возможности просто, чтобы их мог понять рядовой
инженер. Книга задумана как практическое пособие для строителя и по-
этому ей неуместно блистать трудно постигаемыми теориями.
Возможные способы создания предварительного напряжения рассмо-
трены не в виде изложения применяемых в данный момент методов; мы
пытались дать обзор основных видов решений проблемы и пояснить их на
примерах обычно применяемых способов. Методы сами находятся в со-
стоянии непрерывного развития; многообразие их со временем исчезнет,
сохранятся лишь немногие, наилучшие решения, а основы — останутся.
Особенности передачи обжатия на бетон рассматриваются в книге тща-
тельно и подробно, так как на практике в этой области встречается больше
всего упущений. Мы намеренно предпослали рассмотрение конструктивных
форм и технологии напряженно армированных конструкций их статиче-
скому расчету.
Глава о расчете конструкций не содержит новой статики напряженно
армированного железобетона, так как таковой вообще не существует. В
книге именно показано, что подлежит расчету и к а к следует при этом
использовать общеизвестные приемы статики. Для облегчения некоторых
11
расчетных приемов приведены таблицы и графики. Краткие примеры ра-
счетов будут вскоре изданы дополнительно.
Главы 14, 15 и 18 еще не доработаны, так как это задержало бы выход
книги в свет; эти главы будут завершены во втором издании, ко времени
которого появятся также и результаты дальнейших опытов или же станут
доступны для опубликования имеющиеся опыты.
Осуществленные конструкции, как правило, не описываются; с ними
следует ознакомиться по многочисленным публикациям. Исключение сде-
лано для особых областей пременения: предварительно напряженных ре-
зервуаров, труб, дорожных покрытий и шпал, осуществление которых
частично привело к возникновению особых методов, не описанных в пред-
шествующих- главах.
Особое значение придавалось точности и ясности определений и стан-
дартности обозначений. Автор надеется, что эти обозначения, согласован-
ные с проектом норм DIN 1037 «Стандартные обозначения в инженерно-
строительном деле», когда-нибудь будут приняты везде.
Количество трудов по напряженно армированному железобетону силь-
но разрослось. Поэтому в списке литературы указаны не все работы в этой
области, а лишь те, которые использованы в тексте.
Книге предпосланы «Десять заповедей инженера по напряженно арми-
рованному железобетону», содержащие наиважнейшие особенности, на
которые специалист, работающий в этой области, должен обращать осо-
бенное внимание в отличие от привычных приемов своей практической
деятельности. «Правила по расчету и изготовлению напряженно армиро-
ванных железобетонных конструкций» — DIN 4227 (октябрь 1953 г.)
Германского комитета по железобетону — использованы в книге относи-
тельно мало, так как они без того должны быть настольной книгой каж-
дого немецкого инженера по предварительно напряженному железобетону.
Кроме того; эти правила будут неоднократно пересматриваться, прежде
чем будут согласованы различные точки зрения на напряженно армиро-
ванный железобетон, на основе дальнейшего опыта, практики и экспери-
ментов. В данной книге в некоторых случаях защищаются несколько от-
клоняющиеся от «Правил» взгляды, тщательно обоснованные автором.
* В заключение — несколько замечаний об использованных патентах.
Старейшие патенты по напряженно армированному железобетону на-
считывают^ более 70 лет, и срок их давно истек. Но с тех пор не прекра-
щается представление новых заявок на патенты в этой области и в по-
следние годы они образовали настоящий поток, в котором ориентируются
лишь немногие.
Чтобы избежать связанных с патентными делами трудностей, автор
принципиально не приводит в этой книге никаких охранных прав. Каж-
дый, кто работает в данной области, пусть сам ори-
ентируется в положении дела с патентами, сам достает
разрешение на применение защищенных патентами методов или же при-
меняет методы, патентные права на которые истекли.
Лишь в отдельных, исключительных, случаях делались ссылки на па-
тенты, если по упомянутым методам отсутствуют другие сведения в печати.
В остальном следует обращаться к указателю патентов в области напря-
женно армированного железобетона в известной книге Мёлля [214].
Автор будет весьма благодарен читателям ¦ за указания возможных
ошибок в книге или за сообщение каких-либо опытных данных, отличаю-
щихся от тех, которыми он располагал, так как новый научный-материал
можно лишь таким путем освободить от недостатков субъективного харак-
тера.
Штуттгарт^ 1954 г.
Ф. Леонгйрдт
ДЕСЯТЬ ЗАПОВЕДЕЙ ИНЖЕНЕРА ПО НАПРЯЖЕННО АРМИРОВАННОМУ
ЖЕЛЕЗОБЕТОНУ
При проектировании
1. Предварительное напряжение означает сжатие. Сжатие осуществимо лишь там,
где возможно укорочение.
Позаботься о том, чтобы элементы конструкции имели возможность укорачиваться
в направлении действия предварительных сжимающих напряжений!
2. Всякое изменение направления оси элемента натягиваемой арматуры или цен-
тральной линии обжимаемого бетонного элемента приводит к появлению боковых со-
ставляющих усилий натяжения.
Учитывай все боковые составляющие усилий взаимодействия арматуры и бетона!
3. Необязательно полностью использовать высокие допускаемые напряжения сжа-
тия бетона!
Назначай размеры поперечных сечений элемента, особенно вблизи натягиваемой
арматуры, прежде всего такими, чтобы облегчить условия бетонирования; в противном
случае строитель будет вынужден применять жидкий «кисель», а не жесткую бетонную
смесь, необходимую для получения высокопрочного бетона напряженно армированных
конструкций.
4. Избегай того, чтобы в конструкции возникали растягивающие напряжения при
действии постоянной нагрузки и не полагайся на сопротивление бетона растяжению.
5. Используй ненатягиваемую арматуру преимущественно для поперечного арми-
рования, особенно на участках непосредственной передачи усилий обжатия на бетоне.
При изготовлении и возведении
6. Сталь для напряженного армирования является более высококачественной, чем
обычная арматурная сталь; она чувствительна к ржавчине, надрезам, загибам, высокой
температуре.
Обращайся с ней аккуратно!
Укладывай элементы натягиваемой арматуры с большой точностью, экономно и
так, чтобы они не могли преждевременно сместиться, иначе ты будешь наказан повы-
шенным трением арматуры о бетон при ее последующем натяжении.
7. Продумай порядок бетонирования так, чтобы всюду можно было обеспечить хо-
рошее уплотнение и чтобы деформации подмостей не приводили к растрескиванию
бетона в раннем возрасте. Бетонируй очень тщательно, так как недостатки бетонирова-
ния будут мстить за себя при натяжении,
8. До натяжения арматуры проверь, сможет ли беспрепятственно укорачиваться
конструкция в направлении ее обжатия.
Применяй деревянные или резиновые прокладки для распределения напряжений в
местах сосредоточенной передачи усилий обжатия с арматуры на бетон.
9. Подвергай длинные элементы частичному обжатию в раннем возрасте, чтобы
таким путем предотвратить образование усадочных температурных трещин.
Производи полное натяжение арматуры лишь тогда, когда бетон набрал достаточ-
ную прочность. Учти, что наибольшее напряжение возникает в бетоне большей частью
именно при натяжении арматуры.
Осуществляй натяжение медленно и постоянно контролируй силу натяжения и дав-
ление на манометре домкрата. Веди тщательно журнал процесса натяжения!
10. Приступай к нагнетанию раствора в каналы лишь после проверки их проходимо-
сти и промывки водой. Убедись в том, что в растворе не отслаивается вода, применяй
механическое перемешивание раствора и нагнетай его медленно, не прибегая к слишком
высокому давлению.
Избегай производить нагнетание раствора в морозную погоду!
УСЛОВНЫЕ
Внешние силы
Направленные вниз — положительны.
Направленные вверх — отрицательны.
V— усилие обжатия бетона — от-
рицательно1;
V— усилие натяжения арматуры —
положительно;
V0 — усилие, создающее предвари-
тельное напряжение (натяже-
ния, обжатия) в момент вре-
мени t *= 0, до проявления усад-
ки и ползучести;
Voc — усилие, создающее предвари-
тельное напряжение в момент
2=°°, после проявления усад-
ки и ползучести;
V\, V2— усилия натяжения, обжатия (в
сечениях 1, 2 ..,);
А у— временное повышение V для
преодоления трения и т. п.;
А — потеря усилия натяжения, на-
пример вследствие усадки и
ползучести;
U— усилие, создаваемое измене-
нием направления элемента на-
тягиваемой арматуры (боко-
вая составляющая);
и — распределенная боковая со-
ставляющая усилия, действую-
щего в натянутой арматуре;
g — постоянная нагрузка (собствен-
ный вес);
р, Р— полезная нагрузка, переменная
напрузка.
Внутренние усилия
Растяжение — положительно.
Сжатие — отрицательно.
Z— растягивающее усилие в арма-
туре;
ZBr — растягивающее усилие в арма-
туре при ее разрушении;
Zb — растягивающее усилие в растя-
нутой зоне бетона изгибаемо-
го элемента;
D — равнодействующая сжимающих
усилий в сжатой зоне изгибае-
мого элемента;
DBr— равнодействующая сжимающих
усилий в сжатой зоне изгибае-
1 В формулах величина V введена со
лам нужно подставлять в них абсолютное
ОБОЗНАЧЕНИЯ
мого элемента в момент ее раз-
рушения;
а— коэффициент полноты эпюры
сжимающих напряжений.
Изгибающие моменты М
(Поперечные силы соответственно
обозначаются так же)
Mg — от постоянной (весовой) на-
грузки;
Мр — от полезной или переменной
нагрузки;
Mg+p— от постоянной и полезной на-
грузки;
MvO — от силы натяжения в момент
времени ?—0;
Mv — статически определимый мо-
мент от предварительного на-
пряжения;
Mv — статически неопределимый мо-
мент от предварительного на-
пряжения;
Mv =М® + M'v — изгибающий момент
от предварительного на-
пряжения;
МВг — расчетный разрушающий мо-
мент;
Mt — момент, вызываемый измене-
нием температуры;
Ms — момент от усадки.
Длины
Расстояния, считая от нижне-
го края сечения
е — до линии центров тяжести F;
eGi— Д° линии центров тяжести се-
чений канала;,
ev — до линии центров тяжести на-
тянутой арматуры;
ее — до линии центров тяжести не-
натянутой арматуры;
еп — до линии центров тяжести се-
чения нетто (без сечения ка-
нала) ;
е( — до линии центров тяжести при-
веденного сечения.
Расстояния до центров тяже-
сти
у — от краев сечения, центров тя-
жести арматуры и т. п. до ли-
своим знаком; при вычислениях по форму-
значение V.
14
нии центров тяжести Fb; вниз-
положительны, вверх — отри-
цательны;
yGV yv> Уе — значение индексов то
же, что у е;
yQ — от верхнего края сечения до
центра тяжесЩг,
уа — от нижнего края сечения до
центра тяжести;
х — расстояние нейтральной оси от
сжатого края сечения;
хВг — расстояние нейтральной оси от
сжатого края сечения в стадии
разрушения;
z — плечо внутренней пары — рас-
стояние между равнодействую-
щими внутренних усилий D
и Z;
X — относительное расстояние ней-
тральной оси от сжатого края
сечения; x — yhv;
Р— коэффициент;
$х — расстояние сжимающего усилия
от сжатого края сечения;
hn — длина участка передачи усилий
обжатия в анкере.
Высоты, толщины и т. п.
h — полная высота сечения;
he — расстояние ненатянутой арма-
туры (ее центра тяжести) от
сжатого края сечения;
hv — расстояние от центра тяжести
натянутой арматуры до сжа-
того края сечения;
/ — стрела подъема оси натянутой
арматуры параболического
очертания;
d — толщина плиты, высота ребра
и т. п.;
D — диаметр стержня;
г — радиус отгиба;
«S — статический момент части плог
щади сечения относительно
линии, проходящей через центр
тяжести всего сечения.
Площади
F— площадь поперечного сечения;
Fe — площадь сечения ненатянутой
арматуры;
Fv — площадь сечения натягиваемой
арматуры;
Fqi — площадь сечения канала для
арматуры;
Fnz=zF — FGl — площадь поперечного
сечения нетто;
Fi^F+fn— l)Fv — приведенная пло-
щадь поперечного
сечения;
Fh -
площадь всего поперечного се-
чения бетона;
Fbz — площадь сечения растянутой
зоны бетона;
^bd — площадь сечения сжатой зоны
бетона.
Коэффициенты, углы
^^йЛ" ~~ коэффициент армирования
(по отношению к площади
сечения бетона);
F
рг = и/и \ ~~ коэффициент армиро-
вания растянутой зоны
(зональный коэффи-
циент армирования);
v — коэффициент запаса прочности;
Vy — коэффициент запаса прочности,
полученный из расчета по пре-
делу прочности стали;
vb— коэффициент запаса прочности,
полученный из расчета по пре-
делу прочности бетона;
\i — коэффициент трения, относя-
щийся к известным баковым
силам;
ji' — коэффициент трения (эмпири-
ческая величина);
¦с — угол поворота стержня;
<р, ее — углы между направлениями
при изменении направления ар-
матуры;
9» — конечная величина меры пол-
зучести;
4>t — величина меры тюлзучеста в
момент времени t\
kx, k% ~— коэффициенты ползучести в за-
висимости от степени вызрева-
ния и от вида бетона;
тп — коэффициент поперечной де-
формации (коэффициент Пуас-
сона).
Напряжения
Растягивающие — положительны.
Сжимающие — отрицательны.
о — полное напряжение, действую-
щее в натягиваемой арматуре;
°т/ —' предварительное напряжение
арматуры;
°тю — предварительное напряжение
арматуры в момент времени
t = 0, т. е. до проявления
усадки и ползучести;
исходное (контрольное) на-
пряжение арматуры;
напряжение арматуры, полу-
чаемое на стенде при vb = 0 ;
°г/оо — предварительное напряжение
арматуры после проявления
усадки и ползучести в момент
времени / = °°;
ое — напряжение, действующее в
ненатягиваемой арматуре;
oes — предел текучести ненатягивае-
мой арматуры;
¦Ч
ио,2— технический (условный) предел
текучести стали (соответствую-
щий остаточной относительной
деформации, равной 0,2°/о);
as .— предел текучести стали;
15
ob — напряжение в бетоне;
°&о — напряжение в бетоне в момент
времени / = 0, т. е. большей
частью напряжение от g + ^o*
yQbz — растягивающее напряжение в
бетоне;
<ibd — сжимающее напряжение в бе-
тоне;
qz— главное растягивающее напря-
жение;
¦up — главное сжимающее напряже-
ние;
Оу — напряжение от усадки;
ok — напряжение от ползучести;
оВг — напряжение от разрушающей
нагрузки;
®еВг— напряжение в ненатягиваемой
арматуре от разрушающей на-
грузки;
&spBr — напряжение в натягиваемой ар-
матуре от разрушающей на-
грузки;
oL — внутреннее давление (давление
по контуру отверстия).
Пределы прочности
$Ь>&Ь— пределы прочности бетона при
сжатии (кубиковая прочность)
при кубике 20X20 см;
pb, kb — предел " прочности, уменьшен-
ный в 1,75 раза (коэффициент
запаса v = 1,75);
2
"' 29 *
$p*kp— призменная прочность бетона;
$bz — предел прочности бетона при
растяжении;
Рд/ — предел выносливости бетона;
Р-шм или ^28 — кубиковая прочность бе-
тона при сжатии через 28 дней
при твердении в соответствии с
DIN 1048;
$st — предел прочности стали;
$v — прочность сцепления, сопро-
» тивление скольжению.
Деформации
Укорочения — отрицательны.
Удлинения.— положительны,
еь — укорочение или удлинение бе-
тона;
. = -3"^*
еЬмакс~~ максимальное (предельное)
укорочение бетона перед разру-
шением;
ebv0 — упругое укорочение бетона под
действием Vo (обжатие);
е5 — укорочение бетона от усадки;
ek — укорочение бетона от ползуче-
сти;
е^ — укорочение от изменения тем-
пературы;
ее — относительное удлинение нена-
тягиваемой арматуры;
esp — то же, натягиваемой арматуры;
evг ?vo> evco — удлинение арматуры при
ее натяжении;
Bq — удлинение арматуры от дейст-
вия только внешней нагрузки
лосле перехода к стадии 2, т. е.,
начиная с момента достижения
бетоном нулевого напряжения,
— исходное (контролируемое)
удлинение;
удлинение при натяжении на
стенде иа&=0;
ew — остаточное удлинение;
в j — пластическое удлинение;
9ю — удлинение при разрыве сталь-
ного стержня длиной 10 d\
eek — удлинеьие стали от ползуче-
сти;
Еъ — модуль упругости бетона;
Е , Ev — модуль упругости стали, при-
меняемой для натягиваемой
арматуры;
Ее — модуль упругости стали, при-
меняемой для ненатягиваемой
арматуры;
<{-
-sp
Сокращения
о. в. — относительная влажность;
В 300 — марка бетона, для кото-
рого №28 = 300 кг/см2.
Г л a IB а 1
1. ОСНОВНЫЕ ПОНЯТИЯ НАПРЯЖЕННО
АРМИРОВАННОГО ЖЕЛЕЗОБЕТОНА
1. 1. НЕДОСТАТОЧНАЯ ПРОЧНОСТЬ БЕТОНА ПРИ РАСТЯЖЕНИИ
Прочность бетона при растяжении, как известно, составляет только
около Vio его прочности при сжатии и в большинстве случаев не может
быть даже использована, так как неизбежные собственные напряжения
частично или полностью поглощают способность бетона противостоять
растяжению. Разности температур, возникающие уже при схватываний
вследствие экзотермии или позже под действием атмосферных влия-
ний, различных условий усадки или ограничения усадки, создаваемые
арматурой, вызывают значительные собственные растягивающие и сжи-
мающие напряжения. Кроме того, в рабочих швах возникают участки с
пониженным сопротивлением растяжению. Указанные причины приводят
к тому, что в неармированном бетоне и без воздействия внешней нагрузки
с течением времени могут возникать трещины ([70], стр. 18). Поэтрму дав-
но уже перестали учитывать сопротивление бетона растяжению из-за его
малой надежности и перешли к армированию бетона закладываемой в
него сталью, способной воспри-
нять растягивающее усилие в
зонах образования трещин и
помешать их раскрытию.
Вследствие недостаточной
прочности бетона при растяже-
нии и значительных собствен-
ных растягивающих напряже-
ний армированный бетон рас-
считывают по классической тео-
рии железобетона без учета
растянутой зоны бетона и вос-
принимают растяжение только
стальной арматурой (фиг. 1.1).
Предполагаемые при таком
расчете трещины действительно
возникают при полной нагрузке,
даже если они и не видны
невооруженным глазом. Соот-
ветствующим распределением арматуры и путем применения стержней
специальной формы, обеспечивающей их хорошее сцепление с бетоном,
удается уменьшить расстояние между трещинами и благодаря этому до-
биться их малого раскрытия. Основываясь на имеющихся данных, можно
считать, что для сооружений, расположенных на открытом воздухе, тре-
щины шириной в 0,2 мм, а для сооружений в сухих помещениях шириной
0,3 мм еще не опасны. Наблюдались, однако, серьезные повреждения, вы-
званные образованием трещин, в особенности в тех случаях, когда защит-
tit.
Поперечное
Сёчаиё
напряжения при
числе трещин
г1опрлтенип при
конечно** числе
трещин
ЛНейтральная ось
/^уЧ
Фиг. 1.1. В железобетонной конструкции
растянутая зона бетона считается разорван-
ной, и растягивающее усилие передается
только через арматуру
2 - 3206
17
ный слой бетона слишком тонок или когда разрушению способствовали
тяжелые атмосферные условия, морская вода, дымовые газы и т. п.
Возникновение трещин в бетоне с самого начала применения железо-
бетона считалось мало приемлемым явлением. Поэтому скоро пришли к
мысли предохранять бетон от образования трещин, подвергая его сжатию,
т. е. предварительному напряжению, путем растяжения арматуры (гл. 20).
1. 2. ОСНОВНАЯ ИДЕЯ ПРЕДВАРИТЕЛЬНОГО НАПРЯЖЕНИЯ
Основная идея предварительного напряжения состоит в создании до
приложения эксплуатационной нагрузки обжатия в бетоне там, где в ре-
зультате воздействия нагрузки будут вызваны растягивающие напряже-
ния; благодаря этому в
растянутой зоне бетона
должны быть преодо-
лены эти предваритель-
но сжимающие напря-
жения раньше, чем воз-
никнет действительное
растяжение.
Чтобы пояснить ска-
занное, проследим ход
первых простейших опы-
тов по предварительно-
му напряжению с не-
которыми изменениями
(фиг. 1. 2).
В бетонную призму
заложен стальной стер-
жень, снабженный на
концах анкерными плит-
ками, резьбой и гайка-
ми; после затвердения
бетона стержень растя-
гивают при помощи гаек.
Примем, что стержень
может скользить в бе-
тоне без трещин; тогда он по всей своей длине подвергнется удлинению
в соответствии с напряжением. Это удлинение играет большую роль. Вы-
званная натяжением стержня растягивающая сила приложена через гайки
и опорные или анкерные плитки к бетону и вызывает в нем желаемые на-
пряжения сжатия. Бетон при этом укорачивается, и размеры концевых
участков стального стержня, выступающих из бетонной призмы, возра-
стут как за счет удлинения стержня, так и за счет укорочения бетона. Та-
ким образом, измеренное общее перемещение концов стержня относительно
бетонной призмы будет состоять из удлинения стали и обжатия бетона.
Бетонный брус, подвергнутый такому сжатию, мы называем напря-
женно армированным. Усилие растяжения в стальном стержне
есть предварительное натяжение V, которое действует на бетонный эле-
мент в виде системы внешних сил, находящихся в равновесии и не вызыва-
ющих поэтому никаких реакций в опорах статически определимой балки.
Для упрощения мы сначала расположили стальной стержень цен-
трально и таким образом создали в бетоне равномерное сжимающее на-
пряжение.
Если мы теперь поместим эту предварительно напряженную железобе-
тонную призму как балку на две опоры (фиг. 1. 3), то в ней возникнут
18
е$
До натямения
Напряжение
отсутствует
I После натяжения
l сила V
ь
Ггй
- Удлинение стального стержня
| Зр
l Сил a Vt действующая на бетон
Напряжение
в стержне
4
°ь„
щн-
Ь»- 'J'порочение бетона
Фиг. 1. 2. Бетонная призма, подвергнутая предвари-
тельному напряжению при помощи центрально распо-
ложенного стального стержня
1 I 1
Эффективное
' сечение
Напряжения
в бетоне
иЬ0
°bd
4*2
Только усилие пред Только изгибаю-
баоительного натяжения щ,ий момент
изгибающие моменты, вызывающие равные сжимающие и растягивающие
напряжения, накладывающиеся на предварительные напряжения.
При этом сжимающие напряжения, вызванные предварительным на-
пряжением, в сжатом поясе увеличатся, а в растянутом поясе — умень-
шатся; в бетоне не будут возникать растягивающие напряжения, пока
напряжения изгиба будут
оставаться меньше предва-
рительных напряжений
сжатия (OteOto)- Пред-
варительно напряженная
железобетонная балка вос-
принимает, следовательно,
в некоторой мере усилия
изгиба без возникновения
растягивающих напряже-
ний, так как в растяну-
той зоне действуют пред-
варительные сжимающие
напряжения, которые нуж-
но еще преодолеть. В бе-
тоне при этом не обра-
зуется трещин, он ра-
ботает, как материал, со-
противляющийся растяже-
нию, а балка работает
полным сечением и дол-
жна поэтому рассчиты-
ваться как однородный
брус (стадия 1, принятая
в теории железобетона).
Только когда напря-
жения изгиба превзойдут предварительные сжимающие напряжения
{?tz>abv)> возникнут действительные растягивающие напряжения, и при
дальнейшем повышении нагрузки после преодоления ненадежного со-
противления бетона растяжению образуются трещины, как в обычном
железобетоне (стадия 2). При этом рабочее сечение внезапно изме-
няется и вместо сплошного прямоугольного оно преображается в неболь-
шую сжатую зону, показанную на фиг. 1. 1; кроме того, действует еще
растягивающая сила только в стальном стержне, если не учитывать со-
противление бетона растяжению. Это скачкообразное изменение сечения
будет иметь значение дальше, при рассмотрении напряжений в стали и
коэффициентов запаса прочности.
Если мы вспомним, что сжимающие напряжения бетона имеют верхний
предел, определяемый его пределом прочности и требуемым запасом проч-
ности, то станет ясно, что предварительные напряжения сжатия при из-
гибе уменьшают несущую способность сжатой зоны; в то же время в ра-
стянутой зоне сжимающие напряжения полностью используются как на-
пряжения, снимаемые впоследствии напряжениями от нагрузки, и потому
желательны. Таким образом, центральное приложение силы натяжения
для создания предварительного напряжения при изгибе в одном направ-
лении недостаточно целесообразно, так как при этом не удается полностью
использовать работу верхней зоны на сжатие.
Лучше поэтому поместить натягиваемый стержень, как показано на
фиг. 1. 4, внецентренно, например в нижней крайней точке ядра сечения
(при прямоугольном сечении — на ? высоты); при этом в результате
одного только предварительного напряжения получаем треугольную
Фиг. 1. з
две опоры
Призма фиг. 1. 2, опертая как балка на
Наложение предварительных напря-
жений на напряжения от изгиба
2*
19
эпюру сжимающих напряжений, на которую накладываются напряжения
от изгиба под воздействием внешней нагрузки.
Как можно видеть, теперь удается использовать допускаемое напря-
жение сжатия как при создании предварительного напряжения (внизу),
так и при изгибе (вверху).
Если часть внешней на-
грузки действует
Только усилие предварительного
натяжения. Бална невесома
Эффективное
сечение
Навругменная предвари-.
тельно напряженна? '
балка
1
I/ М
Только усилив пред- Только изгибаю*
дарительного натр- щий момент^
тения
№+\$
постоян-
но, то можно натягиваемый
К^З 1 стержень расположить ниже
ядра сечения, т. е. допустить
возникновение растягиваю-
щего напряжения в верхней
зоне балки под воздействием
одной только силы натяже-
ния стержня. Это растягива-
ющее напряжение может
быть доведено до величины,
равной сжимающему на-
пряжению, возникающему в
верхней зоне от изгиба под
постоянной нагрузкой (фиг.
1. 5). Так как момент Mg
от постоянной нагрузки над
опорой равен нулю, то натя-
гиваемый стержень надо в
этом сечении снова располо-
жить в крайней точке ядра
сечения, чтобы избежать воз-
никновения вверху растяги-
вающих напряжений. Следовательно, натягиваемый стержень должен
быть искривлен.
Таковы простые основные идеи применения предварительно напряжен-
ного железобетона, выте-
Только пред- напряжения Суммарное '
кающие из рассмотрения дарительное изгиба юлько напряжение
условий работы при из- напряжение от постоянной под постоянной
гибе. ШГЛ ^* Н°*т"и *"а2рузИ0(}
Если искусственно со-
зданные сжимающие на-
пряжения достаточны по
величине и действуют
именно в тех сечениях, где
впоследствии возникнет
растяжение, то, действи-
тельно, возможно избе-
жать образования трещин
в бетоне и таким образом Л ^ тт
^^потгт^г гт™™ и г "г л^гг«а Фиг- 1. 5. Натянутый стержень расположен в
устранить причины более середине 6алки на*только н?же ЯД»Я ce4eHfiHi что
раннего разрушения, ВЫ- предварительное напряжение и момент Mg в сум-
зываемого их появлением. ме дают вверху оь = о
Фиг. 1. 4. Натянутый стержень расположен в
нижней точке ядра сечения
Остается на напряжение
изгиба от полезной нагруз-
ки 4р
3. ПОТЕРЯ ПРЕДВАРИТЕЛЬНОГО НАПРЯЖЕНИЯ
ОТ УСАДКИ И ПОЛЗУЧЕСТИ
Несмотря на простоту этих основных идей, потребовались десятилетия,
чтобы превратить предварительно напряженный железобетон в пригодный
20
для строительства материал. В первую очередь это было связано с тем,
что сначала для создания предварительного напряжения применялась
обычная арматурная сталь, которую в то время растягивали до напряже-
ния всего 600 кг/см2, что дает при модуле упругости 2 100 000 кг/см2 уд-
линение только в 0,3%о (см. гл. 20, о работах Кенена). Очень скоро при-
шлось убедиться, что в балках, подвергнутых предварительному напря-
жению при столь малом удлинении стальной арматуры, через некоторое
время все же образуются трещины. Сейчас мы знаем, что это объясняется
укорочением бетонных элементов вследствие усадки и ползучести бетона
(см. гл. 2. 23 и 2. 24), которые проявляются медленно, с течением времени,
и потому сначала не улавливались. Вследствие этой последующей пласти-
ческой деформации укорочения бетона, естественно, становится снова ко-
роче и растянутый стальной стержень; в результате исчезает сила натя-
жения, сжимавшая бетон и создававшая предварительное напряжение.
* Усадка бетона в зависимости от его качества, а также условий вызре-
вания и хранения составляет от 0,2 до 0,5%о. Ползучесть бетона, находя-
щегося под напряжением, представляет собой медленное пластическое
укорочение, превышающее соответствующее упругое укорочение и дости-
гающее иногда четырехкратной величины последнего.
При тогдашних видах бетона относительно низкого качества последую-
щее относительное укорочение бетонных элементов могло легко достигать
примерно 0,5%о; оно было, следовательно, гораздо больше, чем удлинение
стали от натяжения, т. е. предварительно растянутые стержни становились
ненапряженными и предварительное напряжение сжатия исчезало.
Многочисленным исследователям на протяжении истекших десятилетий
удалось установить закономерности и величины усадки и ползучести бе-
тона и разработать такие бетоны, которые обладают не только высокой
прочностью, но также малыми усадкой и ползучестью. До сего времени
все же не удалось полностью устранить вредное влияние укорочения, про-
являющегося во времени.
Сейчас мы знаем, что почти все материалы, начиная от некоторой ве-
личины напряжений, в большей или меньшей степени обнаруживают пол-
зучесть; стали также свойственна ползучесть, т. е. в ней в дополнение к
упругому удлинению с течением времени проявляется еще пластическое
удлинение, уменьшающее напряжения, если длина растянутого стального
стержня остается постоянной. Сила натяжения, создающая предваритель-
ное напряжение, вследствие этого уменьшается. Необходимо, следователь-
но, знать также и характеристики ползучести сталей (см. 2. 13) и учи-
тывать их.
Таким образом, применяя предварительно напряженный железо-бетон,
мы всегда должны считаться с возможностью уменьшения первоначально
приложенной силы натяжения вследствие укорочения бетона от усадки и
ползучести или ползучести стали.
1. 4. НЕОБХОДИМОСТЬ ВЫСОКОПРОЧНЫХ СТАЛЕЙ
Чтобы достигнуть все же эффективного предварительного напряжения,
Мы должны применять для натяжения те стали, удлинение которых во
много раз больше, чем последующее укорочение бетона (гл. 20, работы
Диля и Фрейсине), так как лишь при этом значительная часть силы натя-
жения сохранится на долгое время. При натяжении сталей с пределом
прочности от 10 до 20 т/см2 можно достигнуть удлинения от 3 до 6%о.
Такую высоконапряженную сталь можно рассматривать как пружину,
удлинение которой равно удлинению, вызванному натяжением (фиг. 1. 6).
Усилие, действующее в растянутой пружине, теряет в своей величине про-
21
порционально уменьшению длины пружины вследствие усадки и ползуче-
сти бетона. Удлинение пружины должно быть поэтому велико по сравне-
нию с этим укорочением бетона, раз требуется сохранение достаточной
силы натяжения. Необходимо, следовательно, стремиться применять сталь
возможно более высокой прочности, чтобы иметь возможность располагать
большими величинами предварительных удлинений арматуры.
Отсюда вытекает, что предварительное напряжение, создаваемое без
такого сильного «пружинного» эффекта, например путем защемления
между двумя мощными неподвижными упорами (скалами), имеет сомни-
тельную ценность, так как вследствие неизбежного укорочения бетона это
предварительное напряжение в значительной мере или даже полностью
перестанет действовать. Чем выше прочность стали, тем меньшее допол-
нительное количество стали и бетона потребуется для компенсаций потерь
предварительного напряжения. С другой стороны, выбор необходимой
прочности той стали, которая применяется кля создания предваритель-
ного напряжения, зависит от ее стоимости. Если сталь не дефицитна, то
может оказаться экономически приемлемой и сталь средней прочности,
хотя бы и пришлось дополнительно расходовать значительный процент бе-
тона и стали для компенсации потерь предварительного напряжения, чтобы
сохранить на длительное время достаточно большую силу натяжения.
Сохранению силы натяжения, создающей предварительное напряже-
ние, естественно, способствуют все те меры, которые уменьшают после-
дующее укорочение бетона: применение высокопрочного бетона, обладаю-
щего малой усадкой, назначение не чрезмерно высокого значения предва-
рительного сжимающего напряжения и не слишком раннее приложение
усилий предварительного напряжения (см. гл. 2. 21 и далее).
1. 5. ВЫВОДЫ, ОТНОСЯЩИЕСЯ К РАСЧЕТУ И ВЫБОРУ
ДОПУСКАЕМЫХ НАПРЯЖЕНИИ
Величины укорочений от усадки и ползучести должны быть учтены-,
при расчете и определении размеров конструкций из предварительно.
напряженного железобетона, чтобы установить, достаточно ли устано-.
вившееся предварительное напряжение сжатия для того, чтобы бетоном
могли быть восприняты растяливающие напряжения после его укороче-
ния. Этого условия, однако, недостаточно. Необходимо, кроме того, убе-
диться в допустимости величин сжимающих или растягивающих напря-
жений, вызываемых действием первоначальной, более высокой силы,
натяжения. Если сила натяжения действует вне ядра сечения, то на одной
из-граней сечения могут возникнуть растягивающие напряжения, величину
которых также следует ограничить, чтобы избежать образования трещин
(фиг. 1. 5). Нужно поэтому каждый раз рассматривать условия, как до,
так и после проявления усадки и ползучести бетона.
Так как начальные предварительные напряжения ослабляются из-за
усадки и ползучести, а величина предварительного напряжения назна-
чается с учетом того, что она будет уменьшаться при действии растяже-
ния, вызываемого полезной нагрузкой, то при создании предварительного
напряжения в начальный момент t = 0, когда полезная нагрузка отсут-
ствует, допускаются более высокие напряжения, чем в обычных железо-
бетонных конструкциях. Таким образом, нужно различать два вида до-
пускаемых напряжений: те напряжения, которые возникают только при
создании предварительного напряжения в момент f = 0 и уменьшаются
от всех последующих влияний — полезной нагрузки, усадки и ползучести,
и те напряжения, которые растут с увеличением нагрузки.
Назначение более высокого допустимого предела для напряжений
первого вида оправдано, так как при возможных перегрузках это не отра-
22
зится на общей надежности, учитывая, что раз созданные величины пред-
варительных напряжений больше не могут возрасти.
Следовательно, расчет напряженно армированных конструкций прихо-
дится вести, ориентируясь на большее число случаев нагрузки или усло-
вий чем при расчете обычного железобетона (см. 11. 1), и при этом еще
принимать во внимание два вида допускаемых напряжений.
!. 6. ПОВЫШЕННАЯ ОТВЕТСТВЕННОСТЬ, СВЯЗАННАЯ
С ПРИМЕНЕНИЕМ НАПРЯЖЕННО АРМИРОВАННЫХ
КОНСТРУКЦИЙ
В конструкциях из предварительно напряженного железобетона в
результате натяжения арматуры возникают и действуют напряжения
определенной величины. Если конструктор ориентируется на повышенные
допускаемые напряжения по отношению к начальному состоянию кон-
струкции, то в ней будет действовать система напряжений, более высо-
ких, чем даже те, которые возникают в сооружениях из обычного
железобетона только при полной эксплуатационной нагрузке. Вследствие
искусственно созданной силы натяжения арматура также работает на
полное допускаемое напряжение, в то время как в сооружениях из обыч-
ного железобетона напряжения в арматуре редко достигают допускаемой
величины даже при полной эксплуатационной нагрузке. Это обстоятель-
ство нужно всегда иметь в виду при изготовлении напряженно армирован-
ных конструкций, чтобы помнить об ответственности, связанной с осущест-
влением таких конструкций. Прочность бетона, так же как и прочность
стали, принятая в основу расчета, должна быть установлена с достаточ-
ной надежностью, так как при осуществлении предварительного напряже-
ния мы исходим из пониженного запаса прочности строительных мате-
риалов — более низкого, чем обычно. Вполне справедливы утверждения,
что уже при создании предварительного напряжения мы по существу
начинаем испытание материалов, примененных в конструкции, и что в
конце процесса предварительного напряжения достигаются такие значе-
ния напряжений, которые, как правило, не бывают превзойдены при
дальнейшей работе конструкции.
Силы натяжения арматуры большей частью достаточно велики и при-
ложены к элементу с небольшим эксцентриситетом. При незначительном
изменении величины этого эксцентриситета изгибающие моменты, осо-
бенно в легких конструкциях, меняются относительно сильно именно по-
тому, что сила натяжения велика. Необходимо поэтому добиваться стро-
гого соблюдения расчетного положения силы натяжения в натуре. Имев-
шее место до сих пор в строительной практике небрежное отношение к
точности размеров железобетонных конструкций при применении предва-
рительно напряженного железобетона совершенно недопустимо.
Ответственность, связанная с проектированием и изготовлением кон-
струкций из предварительно напряженного железобетона, приводит к
требованию, чтобы этим занимались такие инженеры и организации, ко-
торые приобрели в этой области достаточные познания 'и опыт и могут
обеспечить тщательное осуществление этих конструкций.
1. 7. ВИДЫ НАПРЯЖЕННО АРМИРОВАННОГО ЖЕЛЕЗОБЕТОНА
С течением времени развились различные виды напряженно армиро-
ванных конструкций, которые мы кратко опишем. В первую очередь нужно
различать такие конструкции по времени приложения силы натяжения
арматуры, которую обычно называют напряженной арматурой.
23
1. Натяжение до бетонирования. При этом способе арматура растяги-
вается на так называемом натяжном стенде, а затем производится бето-
нирование. Стенд может состоять из длинных полос, по концам которых
имеются мощные упоры, обеспечивающие восприятие сил натяжения. Для
коротких элементов применяют жесткие формы, способные воспринять
сжатие от усилий, передаваемых натянутой арматурой.
Когда бетон затвердеет, концы арматуры освобождают, и обжатие пе-
редается на бетон.
2. Натяжение после бетонирования. Арматура, подлежащая натяже-
нию, помещается или вне тела бетона, или в каналах внутри тела бетона,
в которых она могла бы скользить в продольном направлении. Натяжные
устройства при натяжении арматуры опираются на уже затвердевший
бетон. После натяжения арматура анкеруется по концам, и таким обра-
зом обжатие передается бетону.
Различают нижеследующие виды соединения бетона с натя-
нутой арматурой.
3. Напряженно армированный железобетон со сцеплением, обеспечи-
вающим непрерывную связь арматуры с окружающим бетоном так, что
исключена возможность взаимного сдвига. При натяжении до бетонирова-
ния сцепление возникает просто потому, что бетонная смесь обволакивает
растянутую проволоку. При натяжении после бетонирования каналы
после натяжения арматуры заполняются под давлением цементным рас-
твором, который затвердевает и восстанавливает сцепление. Как и в
железобетоне, сцепление зависит в первую очередь от склеивания цемент-
ного теста со сталью, а после образования трещин — от сопротивления
трению, которое препятствует скольжению, или же от сопротивления срезу
выступов на стенках каналов и на поверхности стержней арматуры перио-
дического профиля. Как и в железобетоне, существуют различные виды и
степени сцепления.
, 4. Напряженно армированный железобетон без сцепления отличается
тем, что между бетоном и натянутой арматурой не создается никакой
связи, препятствующей взаимному сдвигу. Можно, например, располо-
жить напряженную арматуру вне сечения бетонного элемента или же,
покрыв стальные стержни битумом, забетонировать их и использовать
пленку битума как защитное покрытие при натяжении, отказываясь, таким
образом, от эффекта сцепления. Такой тип конструкции относится к виду
напряженно армированной без сцепления, хотя пленка битума создает по
меньшей мере частичное сцепление.
В напряженно армированном железобетоне с восстановленным сцеп-
лением бетон подвергается предварительному напряжению, когда сцепле-
ния еще нет, и, следовательно, возникают такие условия, при которых
нужно учитывать свойства напряженно армированного железобетона без
сцепления.
Использование напряженно армированных конструкций без сцепления
целесообразно также в тех случаях, когда приходится считаться со срав-
нительно высокими потерями предварительных напряжений от усадки и
ползучести и т. п,, например при применении стали не очень высокой
прочности, в результате чего для поддержания достаточного предвари-
тельного напряжения сжатия приходится спустя некоторое время произ-
водить натяжение еще раз. В этом случае говорят о «повторном натяже-
нии».
Следует различать нижеследующие виды анкеровки натянутой
арматуры.
5. Анкеровка концов специальными анкерами, например стальными
плитами, в которых растянутые стальные стержни закрепляются при
помощи гаек, клиньев, головок и т. п.
24
6i Анкеровка концов одним только сцеплением с бетоном, обычно-
поверхностным сцеплением или сцеплением, в котором используется
работа выступов на срез.
% Анкеровка забетонированных концов, имеющих форму петель, крю-
ков и т. п.
?1о степени предварительного напряжения разли-
чают:
8. «Полное» предварительное напряжение (или собственно напряженно'
армированный железобетон), при котором, как правило, исключена воз-
можность появления растягивающих напряжений в бетоне1, путем выбора
надлежащей величины предварительного напряжения при достаточно-
большом значении ядрового расстояния.
9; «Ограниченное», или «неполное», предварительное напряжение, при
котором допускается возникновение в бетоне растягивающих напряжений,,
однако настолько ограниченной величины, что появление волосных трещин
возможно лишь в крайнем случае. В дальнейшем будут указаны целе-
сообразные области применения полного и неполного предварительного-
напряжения.
10. Частичное предварительное напряжение, при котором не ограничи-
вается величина растягивающих напряжений. Конструкции такого типа
не относятся к напряженно армированным железобетонным конструк-
Напряженная
[Lvwvvww/wvwv^^ пружина
vsn
P\aaaaaaa/vv\aaaaaaa41 ve
JU^H (J
Удлинение Укорочение от цсадки
пружины* —J ^ ¦-- - "¦ A
"*] h- и ползучести Л^
¦4
КлЛЛЛЛЛЛЛЛЛЛЛ^ -Щ-
J—wH Tl » О д
aA
>st
[Уменьшение удлинения
прутины
Фиг. 1. 6. Предварительно напряженная арматура дей-
ствует как растянутая пружина. Укорочение бетона от
усадки и ползучести уменьшает усилие в пружине про-
порционально уменьшению ее удлинения
циям; их следует
рассматривать как
обычные железобе-
тонные с уменьшен-
ным трещинообразо-
ванием и рассчиты-
вать как изгибаемые
с учетом наличия
продольной силы.
Рассмотрим еще
«пружинный» эффект
предварительного на-
пряжения (фиг. 1.6).
11. Значительный
пружинный эффект
имеет место, когда
предварительное
удлинение пружины, т. е. натягиваемой арматуры, в несколько раз-
больше, чем укорочение бетона, благодаря чему потери предварительного
напряжения относительно невелики.
12. Этот эффект получается слабым при малом удлинении натягивае-
мой арматуры, выполняемой из стали средней прочности, или, например,
при создании предварительного напряжения бетонной полки, в балке
комбинированной конструкции, только за счет предварительного изгиба
стальной балки. Потери напряжений при этом велики.
13. Пружинный эффект предварительного напряжения практически
отсутствует, когда обжимаемый бетонный элемент расположен между
жесткими упорами, так что «ход» пружины представлен только упругим
(начальным) укорочением бетона и почти полностью поглощается дефор-
мациями обратного знака, вызываемыми температурой, усадкой или пол-
зучестью. В результате большая часть предварительного напряжения
теряется (см. гл. 12. 2). Такие конструктивные приемы создания предва-
1 Здесь и ниже предусматривается работа конструкции в условиях воздействия
эксплуатационной нагрузки. (Прим. редактора.)
2S
рительного напряжения могут применяться лишь в исключительных слу-
чаях, например для кратковременных целей или с условием последующей
регулировки силы натяжения.
Далее различают:
14. Элементы с осевым (центральным) обжатием, применяемым,
например, для растянутых стержней (подвесок) или для растянутых
поясов. В этом случае все сечение бетона благодаря предварительному
натяжению арматуры подвергается равномерному сжатию (фиг. 1.2).
15. Элементы с внецентренным предварительным сжатием, которое
целесообразно для балок, работающих на изгиб, и т. п.
При этом благодаря внецентренному расположению натянутой арма-
туры (совместное действие изгиба и осевого сжатия) в сечении возникает
треугольная или трапецевидная эпюра сжимающих напряжений (фиг. 1. 3
и 1. 4).
16. Не стесняющее, или согласованное (konkordante), предварительное
напряжение статически неопределимых конструкций, определяемое тем,
что натяжение арматуры не сказывается на величине опорных реакций
(см. 11. 71 и 11. 721). Оно не имеет практического значения и даже
нежелательно.
17. Предварительное напряжение, позволяющее сохранить форму кон-
струкции, представляющее собой тот случай, когда в результате воздей-
ствия натяжения арматуры и собственного веса конструкции удается
избежать прогиба ее оси. В этом случае моменты от натяжения и от соб-
ственного веса должны уравновешиваться, так что действует только нор-
мальная сила. В большинстве случаев стремление к этому противоречит
самому смыслу предварительного напряжения — повысить сопротивление
как растянутой, так и сжатой зоны по отношению к воздействию эксплуа-
тационной нагрузки. Кроме того, соблюдение поставленного условия со-
хранения формы нарушается вследствие усадки и ползучести.
18. Одноосное, двухосное и трехосное предварительное напряжение в
зависимости от того, подвергают ли бетон предварительному напряжению
только в одном направлении или еще и в другом, лежащем большей
частью под прямым углом к первому направлению, или даже еще и в
третьем направлении — под прямым углом к плоскости, определяемой
первыми двумя.
Отметим здесь, что одноосное сжатие в одном направлении может
вызывать также появление сжимающего напряжения в поперечном на-
правлении, если поперечная деформация бетона ограничивается арма-
турой.
1. 8. ВИДЫ НАТЯГИВАЕМОЙ АРМАТУРЫ
Виды натягиваемой арматуры различают по тому, состоит ли она из
одиночных натягиваемых элементов или же объединена в общий состав-
ной элемент. При небольших усилиях натяжения применяют одиночные
натягиваемые элементы, при больших усилиях экономичными и целе-
сообразными оказываются составные групповые элементы.
Натягиваемая арматура может состоять из проволок или из стержней
крупного диаметра. Проволоки можно соединять в параллельные пучки.
Их тогда называют арматурными пучками. Большое число объединенных
в одно целое параллельных проволок называют проволочным пакетом.
Группы скрученных вместе проволок в количестве от двух до семи
называют проволочными прядями. Несколько параллельных прядей в
зависимости от их числа называют пучком прядей или пакетом прядей.
Применяются, впрочем, в качестве натягиваемой арматуры проволоч-
ные канаты, в которых скручено более семи проволок или несколько ¦
прядей.
26
различаются далее прямолинейная или криволинейная напряженная
арматура (фиг. 1. 7). Прямолинейная напряженная арматура применяется
большей частью при стендовом изготовлении и натягивается до бетониро-
вания* хотя и тут можно расположить арматуру не по прямой при по-
мощи'растяжек, зажимов и других приспособлений, воспринимающих бо-
ковые составляющие.
Криволинейная напряженная арматура может иметь плавное искрив-
ление или располагаться по ломаной. Применение такой арматуры имеет
целью учесть изменение величины из-
гибающего момента по длине балки
или улучшить работу конструкции на
поперечную силу. Криволинейная
напряженная арматура применяется
преимущественно для натяжения по-
сле бетонирования.
Прямолинейная напряженная ар-
матура
ириболинейная напряженная ар-
матура
v
3—
¦+—+~--t-
Напряженная арматура, исприЬлен-
мая по ломаной линии
Фиг. 1. 7. Прямолинейная непре-
рывно искривленная или искрив-
ленная по ломаной напряженная
арматура в простой балке
Фиг. 1. 8. Боковые силы, возни-
кающие от изменения направления
напряженной арматуры
• Каждое изменение направления натягиваемой арматуры создает боко-
вую силу (фиг. 1.8), наличие которой должно учитываться. Если натяже-
ние производится после бетонирования, то натягиваемая арматура на
участке изменения направления должна быть оперта на конструкцию,
чтобы она могла воспринять эту боковую силу. В зависимости от харак-
тера этого опирания при движении арматуры во время натяжения возни-
кает большее или меньшее сопротивление трению, которое уменьшает
натяжение. Вопросу трения натягиваемой арматуры посвящена гл. 7.
В дальнейшем будут рассмотрены еще другие виды напряженной арма-
туры.
1. 9. ОБ УСИЛИЯХ НАТЯЖЕНИЯ И ПРЕДВАРИТЕЛЬНЫХ
НАПРЯЖЕНИЯХ СТАЛИ
Различают: начальное усилие натяжения-Vq (в момент ?=0), действу-
ющее при создании предварительного напряжения до проявления потерь А
усилия натяжения вследствие усадки и ползучести и установившееся (дли-
тельно действующее) усилие натяжения Уса после проявления усадки и
ползучести бетона и в некоторых случаях ползучести стали; рассчиты-
вают, что это усилие даже по прошествии многих лет в какой-то мере
будет еще существовать {t— <»). ,;-^t . ¦
При натяжении арматуры, осуществляемом до бетонирования, значение
?о по всей длине элемента одинаково. При натяжении после бетонирова-
ния вследствие упомянутых выше сопротивлений трению величина Vo по
27
длине может уменьшиться. В этом случае говорят о потерях пред-
варительного напряжения от трения.
Чтобы обеспечить создание необходимой величины предварительного
напряжения, несмотря на потери от трения, допускается временное повы-
шение расчетного усилия натяжения на величину А К В этом случае го-
ворят о временном превышении силы натяжения V0
или о временном перенапряжении.
Величина Усо, как правило, имеет в каждом сечении другое значение,
так как постоянно действующая сила сжатия в разных сечениях различна
и, следовательно, различны и укорочения от ползучести. В соответствии с
обозначением усилий натяжения напряжения, возникающие в арматуре
при создании предварительного напряжения, обозначают соответственно
через g°v и afv. Величина a°ev обычно принимается равной допускае-
мой величине предварительного напряжения стали a*"z. Величина а^
меньше, чем a°ev , на величину потери предварительного напряжения А аг^
или <тА вследствие усадки и ползучести бетона.
При натяжении до бетонирования первые потери напряжений стали
возникают уже в результате упругого укорочения бетона при освобожде-
нии натягиваемой арматуры от зажимов. Поэтому в данном случае можно
допускать более высокое a°ev, чем при натяжении после бетонирования.
Напряжения арматуры, монолитно связанной с бетоном, возрастают,,
если предварительно сжатый ею бетон подвергнется растяжению, под воз-
действием внешней нагрузки. Это увеличение напряжений стали незначи-
тельно, пока в бетоне не возникают трещины. Оно равно п аь, где п — из-
вестное отношение модуля упругости стали к модулю упругости бетона.
Для предварительно напряженного железобетона нужно в это выражение
подставлять действительное значение отношения п, а не обычное для же-
лезобетона я =15.
При осуществлении предварительного напряжения после бетонирова-
ния постоянная (весовая) нагрузка конструкции не вызывает напряжений
в стали, превышающих u°av, если собственный вес действует уже во время
процесса натяжения.
Эксплуатационная нагрузка всегда вызывает возрастание напряжений
стали на величину оер^=паЬрт При «полном» предварительном напряже-
нии это увеличение настолько мало, что им можно пренебречь, имея в виду
наступающее после создания предварительного напряжения уменьшение
напряжений стали вследствие усадки и ползучести, т. е. принимают a°ev =
= ff^J/, не вычитая аер. Это, впрочем, оправдано только в том случае, если
аер очень мало по сравнению с а^, например < 6%. Для сталей средней
ПрОЧНОСТИ ЧаСТО ПрИХОДИТСЯ ПрИНИМаТЬ СГ^= СЦ1 — аер •
1. 10. О НАПРЯЖЕНИЯХ В БЕТОНЕ
В сечениях напряженно армированного железобетонного изгибаемого
элемента различают предварительно обжатые зоны растяжения и сжатия
(фиг. 1.9).
В подвергнутой предварительному обжатию растянутой зоне сжимаю-
щие напряжения <т^, вызванные этим обжатием, снимаются действием
эксплуатационной нагрузки, а при дальнейшем повышении нагрузки могут
возникнуть действительные растягивающие напряжения. Следует учесть,
что эти предварительные сжимающие напряжения вследствие усадки и
ползучести уменьшаются до величины afv. Они действуют таким образом
лишь временно, и все позднейшие факторы уменьшают их. Поэтому в пред-
28
зрительно обжатой зоне растяжения допускаются более высокие сжима-
ющие напряжения бетона, чем это обычно принято в железобетоне.
Наоборот, в сжатой зоне предварительные сжимающие напряжения в
результате действия эксплуатационной нагрузки, усадки и ползучести воз-
растают. Здесь, следовательно, необходимо ориентироваться на обычные
величины допускаемых напряжений.
Аналогично тому^как это делается для арматуры, следует различать и
для бетона напряжйшя до и после проявления усадки и ползучести
Необходимо, как уже указывалось,.учитывать, действует ли в момент
создания предварительного напряжения расчетный собственный вес и про-
является ли он в пол»
Сжатая
зона
^Предварительно
обжатая зона pa
V+p
стяшения
*v+9
"v-g+p
Предварительно обжатые
ния и сжатия
зоны растяже-
ной мере. Сборная бал-
ка для покрытия, изго-
товленная из предвари-
тельно напряженного
железобетона, не под-
вергается, например, во
время создания предва-
рительного напряжения
воздействию веса кров- фнг t 9
ли; на балку действует
в лучшем случае только
ее собственный вес —
часть общего веса покрытия. Следовательно, моменту от силы натяжения
противодействует вначале только часть проявляющегося позже момента
от постоянной нагрузки (фиг. 1. 10). Это приводит к тому^что сначала
обжатие зоны растяжения будет очень высоким, а в верхней зоне могут
даже возникнуть нежелательные растягивающие напряжения, которые ис-
чезнут, когда будет
Остается приложена остальная
ма м0 часть постоянной на-
грузки. В таких случаях
расчет балки из пред-
варительно напряжен-
ного железобетона дол-
жен правильно учиты-
вать различные условия
производства строитель-
ных работ. При со-
здании предваритель-
ного напряжения после
бетонирования можно
в таких случаях избе-
жать нежелательных на-
пряжений в бетоне,
прилагая сначала толь-
ко часть силы натяже-
ния с учетом лишь частичного действия постоянной нагрузки. В этом слу-
чае говорят о частичном предварительном напряжении
или о предварительном напряжении ступенями.
При рассмотрении напряжений в бетоне нужно еще учитывать способ
приложения сил натяжения (гл. 9), в зависимости от которого в бетоне
возникают зачастую поперечные растягивающие напряжения от изгиба
или от расклинивающих сил и значительные сдвигающие напряжения.
Выбор способа передачи на бетон сил, создающих предварительное на-
АМл
Нежелательное
ъ^ i растяжение
i
^Слишком (ю/?ьшое
обматш
Фиг. 1. 10. При полной постоянной нагрузке (вверху)
напряжения предварительно напряженной балки вполне
приемлемы. При монтаже, однако, действует только ,
часть собственного веса; вследствие этого в верхней
зоне могут возникнуть нежелательные растягивающие
напряжения
29
пряжение, должен осуществляться в увязке с видом анкеровки арматуры
и требует особого расчетного и опытного обоснования.
Боковые силы, возникающие при воздействии криволинейной натяну-
той арматуры, вызывают дополнительные напряжения, которые должны
учитываться соответствующим образом.
При конструировании предварительно напряженных железобетонных
элементов нужно помнить, что каждое изменение размеров сечения вдоль
линии действия силы натяжения соответ-
| i и ствует изменению направления линии цен-
-¦¦}--" {¦ ~gl ТР0В тяжести в подвергаемом предвари-
:щ -.. . _^_ тельн0Му сжатию элементе и, следова-
\ лЬия центров треста тельно, вызывает появление боковых сил,
сечений действие которых нужно учитывать (фиг.
Фиг. 1. и. В каждом месте нзме- 1. 11). Увеличение размеров сечений свя-
нения размеров сечения сжатого 3ано с уменьшением величин предвари-
элемента в бетоне возникают бо- тельных сжимающих напряжений. В пред-
ковые силы r *> г
варительно напряженных железобетонных
элементах нельзя поэтому применять пе-
ременные размеры сечений с такой же легкостью, как в обычном железо-
бетоне; необходимо тщательно продумывать последствия переменности
размеров сечения.
1. 11. НАДЕЖНОСТЬ КОНСТРУКЦИЙ
Напряжения при изгибе в предварительно напряженных железобетон-
ных элементах изменяются непропорционально изменению моментов от
внешних нагрузок. Когда превзойдена допустимая (эксплуатационная)
нагрузка, напряжение изменяется скачкообразно вместе с возникновением
трещин в растянутой зоне бетона. При дальнейшем повышении нагрузки
отклонение от линейного закона на графиках деформаций арматуры и бе-
тона становится все больше. Закон Гука, таким образом, при перегрузках
уже не действителен.
Как известно, при линейном законе изменения напряжений надежность
сооружения обеспечивается просто тем, что выдерживается допускаемая
величина максимального напряжения при действии эксплуатационных на-
грузок, которая лежит ниже разрушающего напряжения или предела теку-
чести, в соответствии с заданным коэффициентом запаса. При применении
предварительно напряженного железобетона этот привычный способ обес-
печения надежности неприемлем. Надежность сооружения в данном слу-
чае должна быть обоснована расчетом по разрушающей стадии; этот во-
прос подробно рассмотрен в гл. 13.
Целесообразно все же здесь вникнуть в изменение напряжений в арма-
туре предварительно напряженной балки при ее нагружении до разруше-
ния. Вначале от натяжения в арматуре возникают очень высокие напря-
жения (фиг. 1. 12), которые немного уменьшаются вследствие усадки и
ползучести бетона. При нагружении напряжения возрастают в соответ-
ствии с удлинением бетона приблизительно линейно на величину паь, где
<*ь — уменьшение сжимающего напряжения в бетоне на линии оси рассма-
триваемой растянутой арматуры. Это увеличение напряжений в арматуре
незначительно, пока бетон работает совместно с арматурой. Как только,
однако, в растянутой зоне бетона появится волосная трещина, возникает
внезапный скачок напряжения, так как сталь должна воспринять все то
растяжение, которому до образования трещины противостояло еще сече-
ние бетона. Вследствие скачкообразного изменения напряжений в арма-
туре сцепление между ней и бетоном на участках, прилегающих к трещине, •
нарушается, отчего трещина немного раскрывается. При этом нейтраль-
30
я ось смещается вверх, что приводит сначала к небольшому снижению
напряжений. При дальнейшем нагружении напряжения в арматуре растут
все быстрее, что отражается искривлением линии диаграммы деформации.
Аналогично7 изменяются скачком и сжимающие напряжения в бетоне при
переходе от стадии 1 к стадии 2.
Кривая зависимости прогибов от нагрузки для предварительно напря-
женной балки (фШ|ЛЛ. 13) имеет точку перелома, которая позволяет су-
шить о появлении первой трещины в бетоне лучше, чем обнаружение этой
трещины при помощи лупы.
ПерЬая
0ev - преддоритель-
^нде ндпрвмение~Т~\
Напрамение(или
УТотеря &о5И удлинение) стали
Фиг. 1. 12. Изменение напряжений в напряжен-
ной стальной арматуре при повышении нагрузки
до разрушения
Фиг. 1. 13. Кривая зависимости
прогиба предварительно напря-
женной железобетонной балки
от нагрузки
1. 12. КРИТИЧЕСКАЯ НАГРУЗКА (ИСЧЕРПАНИЕ
НЕСУЩЕЙ СПОСОБНОСТИ)
Если в балке при превышении эксплуатационной нагрузки достигаются
серьезные остаточные деформации, это свидетельствует о достижении на-
грузкой своей «критической величины». В стальных конструкциях, напри-
мер, это происходит при превышении предела текучести. Аналогично этому
и в конструкции из предварительно напряженного железобетона остаточ-
ные деформации возникают тогда, когда будет значительно превзойден
предел, характеризуемый удлинением стали в 0,2% (см. гл. 2. 1), и оста-
точные удлинения стали станут больше, чем деформации, создаваемые
предварительным напряжением. Если надо вычислить величину критиче-
ской нагрузки, то нужно, следовательно, определить ту нагрузку, при ко-
торой может быть достигнуто столь большое остаточное удлинение арма-
туры (см. гл. 13).
1. 13. ТРЕВДИНОУСТОЙЧИВОСТЬ
Для нахождения коэффициента запаса против появления трещин опре-
деляется та нагрузка, при которой возможно появление первой трещины
в бетоне, т. е. нагрузка, при которой будет превышен предел прочности
бетона при растяжении. Коэффициент запаса против появления трещин
равен отношению этой вызывающей трещину нагрузки к допускаемой на-
грузке. Сам по себе этот коэффициент запаса представляет сомнительное
понятие, принимая во внимание неопределенность величины предела проч-
ности бетона при растяжении и его пластические деформации. Это понятие
31
не имеет для предварительно напряженного железобетона того значения,
которое придается ему в применении к обычному железобетону, так как
мы создаем предварительное напряжение именно для того, чтобы исклю-
чить появление трещин при эксплуатационных нагрузках или хотя бы под
действием собственного веса. Поэтому для практических целей нет нужды
определять коэффициент запаса против появления трещин1.
1, 14. ЗАЩИТА ПРОТИВ РАСКРЫТИЯ ТРЕЩИН
При применении ограниченного предварительного напряжения могут
возникнуть трещины даже при нагрузках, вызывающих растягивающие
напряжения в бетоне, по величине меньшие, чем допускаемые главным
образом благодаря воздействию температуры и усадки. Большие бетонные
массивы подвержены трещинообразованию вследствие влияния таких же
воздействий. Обычно принято для «защиты» от таких трещин укладывать
ненапряженную арматуру. Нужно, однако, ясно представлять себе, что эта
арматура не препятствует самому образованию трещин, а только немного
замедляет их развитие, уменьшает расстояние между ними и тем самым
их раскрытие, так что вместо немногих зияющих трещин образуется мно-
жество волосных. Трещины распределяются по бетону. Таким образом,
получается не защита против появления трещин вообще, а защита против
раскрытия немногочисленных трещин; этим способом стремятся добиться
столь малого расстояния между трещинами, чтобы при эксплуатаци-
онных нагрузках трещины оставались волосными и невидимыми. Благо-
даря малому расстоянию между трещинами поведение конструкции при
приближении к разрушению также улучшается.
Арматура, укладываемая для распределения трещин, используется
также и для работы на растяжение, следовательно, для повышения запаса
прочности. Меры защиты против образования и раскрытия трещин будут
рассмотрены в гл. 10 и 11.
1. 55. ОСОБЫЕ ПРЕИМУЩЕСТВА ПРЕДВАРИТЕЛЬНО
НАПРЯЖЕННОГО ЖЕЛЕЗОБЕТОНА
Большой интерес, вызываемый предварительно напряженным железо-
бетоном, был бы необоснованным, если бы благодаря его применению не
достигались существенные выгоды по сравнению с обычным железобето-
ном. Вкратце преимущества предварительно напряженного железобетона
могут быть сформулированы нижеследующим образом.
1. Более длительный срок службы вследствие отсутствия трещин, что
позволяет обеспечить полную защиту от коррозии заложенной в бетон
арматуры.
2. Экономия бетона в размере от 15 до 30% по сравнению с обычным
железобетоном, так как растянутая зона бетона тоже полностью работает.
Экономия арматурной стали значительно выше и составляет от 60 до 80°/о,
что прежде всего объясняется высокими напряжениями сталей, применяе-
мых для предварительного напряжения.
3. Весьма малые деформации конструкций из предварительно напря-
женного железобетона, как это видно уже из фиг. 1. 13. При одинаковой
1 Эти соображения следует считать спорными. Проверка трещиноустойчивости, как
известно, предписывается нашими нормативными требованиями для большинства видов
напряженно армированных конструкций. (Прим. редактора.)
32
высоте й тех же допускаемых напряжениях прогибы предварительно на-
пряженного элемента составляют приблизительно XU прогибов элементов
из обычного железобетона. Деформации предварительно напряженных
железобетонных элементов даже заметно меньше, чем деформации срав-
нимой конструкции из стали марки Ст. 52. Сравнение отношений соответ-
ствующих величин напряжений при полезной нагрузке к модулю упру-
гости для того и другого материала дает следующий результат:
, предварительно напряженный железобетон
100 - = 0,33-10-3;
сталь марки Ст. 52
Еъ 300 000
Est 2100 000
Таким образом, деформация балки из предварительно напряженного
железобетона составляет только около 33% деформации сравнимой балки
из стали марки Ст. 52.
Малая величина деформаций позволяет добиваться большей ажурно-
сти конструкций и приводит к малым амплитудам колебаний. Она делает
предварительно напряженный железобетон особенно пригодным для растя-
нутых элементов и поясов, удлинения которых должны быть возможно
наименьшими, имея в виду уменьшение деформации конструкции в целом.
4; Особенно высокая способность предварительно напряженного желе-
зобетона полностью восстанавливать свою несущую способность после зна-
чительных перегрузок без серьезных неприятных последствий (high resi-
liance). Возникшие временно трещины закрываются снова полностью
(см. фиг. 16. 51).
5: Значительно более высокий предел выносливости конструкций из
предварительно напряженного железобетона, чем у конструкций из других
материалов, выше даже, чем у стальных конструкций нормального типа
(клепаных или сварных). Этот высокий предел выносливости прежде всего
связан с незначительным изменением величины напряжений в растянутой
арматуре. Это обстоятельство делает предварительно напряженный желе-
зобетон особенно выгодным для конструкций, испытывающих динамиче-
ские нагрузки, например для железнодорожных мостов (см. гл. 15).
3 - 3206
Глава 2
2. МАТЕРИАЛЫ
2. 1. СТАЛЬ*
2. 11. ТРЕБОВАНИЯ К СТАЛИ ДЛЯ НАТЯГИВАЕМОЙ АРМАТУРЫ
Для предварительно напряженного железобетона применимы только»
высокопрочные стали, так как часть удлинения при натяжении, а тем
самым и часть силы натяжения теряется вследствие пластического уко-
рочения бетона. Сила натяжения уменьшается на величину, зависящую
от отношения укорочения бетона к начальному удлинению стали
(фиг. 1. 6). Относительная потеря силы натяжения тем меньше, чем
больше полученное при натяжении стальной арматуры упругое удлинение.
Так как модуль упругости стали изменяется лишь в небольших преде-
лах — от 1 900 до 2 150 кг/см2 (за исключением канатов), то достижимое
удлинение зависит почти исключительно от предела прочности и соответ-
ствующего допускаемого напряжения стали. Чем более высоким напряже-
ниям и, следовательно, удлинениям можно подвергнуть сталь, тем меньше
будет количество стали, в некотором смысле напрасно затраченное в
связи с учетом потерь напряжений.
Укорочение бетона от усадки и ползучести колеблется в пределах от
0,5 до 1,5 мм/м (см. гл. 2. 23 и 2. 24) при использовании его в сооруже-
ниях и зданиях, где возможно высыхание бетона, и от 0,3 до 1 мм/м в
мостах (большая влажность воздуха). Если натягиваемая стальная ар-
матура укорачивается на такую величину, то потеря напряжения в ней
составляет от 1 000 до 3 000 кг/см2 в первом случае и от 600 до 2 000 кг/см2
во втором. Применяя сталь марки Ст. 90 с пределом прочности
9 000 кг/см2, которой можно сообщить напряжение в 4 500 кг/см2, получим,
что в конструкциях зданий потери силы натяжения могут достигнуть 60%,
а в мостах — 44°/о, если только не применять повторного натяжения, как
это делается при изготовлении железнодорожных шпал. Применение стали
марки Ст. 180 позволяет снизить эти потери до 37% или соответственно*
до 22% (фиг. 2. 1).
Понятно поэтому, что для предварительно напряженного железобетона
стремятся применять стали с высоким пределом прочности. В Швейцарии
поэтому не допускается совсем применение для предварительно напря-
женного железобетона сталей с пределом прочности ниже 120 кг/мм2'
[144]. В Германии из практических соображений с успехом применяется
сталь марки Ст. 90, при этом мирятся с повышенным расходом стали,
возникающим в связи с высоким процентом потери силы натяжения, или*
же умеряют этот дополнительный расход, применяя ограниченное пред-
варительное напряжение при пониженных величинах постоянных сжи-
мающих напряжений.
1 Наступит время, когда предварительные напряжения будут создаваться путем
натяжения стеклянных нитей. Эту мысль в свое время высказал Фрейсине ([214],
см. стр. 158 и далее). В США сейчас ведутся исследования в этой области. Здесь будут
рассмотрены только применяемые сейчас виды стали.
34
Прочностные качества стали определяются тем, что при достижении
поедела прочности сталь должна сохранять известную вязкость, которая
оценивается по удлинению при разрыве и испытанием на загиб. Эта вяз-
кость требуется в связи с необходимостью отгиба арматуры и возможной
концентрацией напряжений в местах анкеровки. Вязкость, кроме того,
помогает предотвратить внезапные разрушения при перегрузках, о кото-
рых не сигнализирует в достаточной мере деформации. Предел прочности
, V2.0 ?8?0,г°/°о
Jfc-Wr2^---
~0,*°/оо
Фиг. 2. 1. Потери в процентах силы натяжения, создающей
предварительные напряжения, вследствие пластического
укорочения бетона при различных пределах прочности стали
и бетонах марок 300 и 600; слева — для умеренных вели-
чин усадки и ползучести, справа — для значительных
достаточно вязких сталей в настоящее время составляет от 180 до
200 кг/мм2. Предел прочности очень тонкой проволоки (рояльной) при
еще достаточной вязкости может быть повышен до 240 кг/мм2. Если пре-
дел прочности еще больше повышают, то сталь становится жестче и вслед-
ствие этого мало пригодной для строительных целей.
Высокая прочность арматуры может быть получена следующими
тремя путями:
1) применением естественно твердых сталей с соответствующими ле-
гирующими добавками (специальные стали);
2) наклепом в холодном состоянии (обычно путем холодной вытяжки)^;
3) путем термической обработки, при которой пригодная для такой
обработки легированная сталь сильно нагревается, затем быстро охлаж-
дается до определенной температуры в масле или расплавленном свинце,
а затем еще раз отпускается при более высокой температуре.
Основное значение при оценке сталей для натягиваемой арматуры
имеет диаграмма деформаций (кривая а — г) до разрушения. Твердые
стали и некоторые виды термически улучшенных сталей характерны ли-
нейностью зависимости сг — е до точки вблизи ясно выраженного предела
текучести as (фиг. 2. 2). Холоднотянутые и многие термически улучшен-
ные стали переходят в пластическую область постепенно. Начало откло-
нения линии а — е от прямой определяет собой предел упругости. Для
характеристики сталей, кроме того, по нормам (DIN 50144, 50145 и 50146)
установлены:
9*0,01— технический предел упругости (удлинение 0,01%);
^0,2 "
технический предел текучести (удлинение 0,2%).
з*
35
Эти обозначения относятся к тем напряжениям, при которых оста-
точная деформация при первом медленном постепенном нагру-
жении составляет 0,01% и соответственно 0,2°/о. Достигнутое удлинение
при разгрузке уже не исчезает полностью (фиг. 2. 2), Остаточные удли-
нения, как правило, появляются с началом отклонения от прямолинейного
закона деформирования (от закона Гука).
тТопьио остаточное удлинение
„ Wc/je первого нагрумемия
Фиг. 2. 2. Характерные точки графиков деформации сталей,
применяемых для напряженной арматуры
Для дальнейшей оценки линии а — б большей частью не требуется до-
полнительных характеристических данных за исключением удлинения при
разрыве 5, для определения которого важное значение имеет длина, к ко-
торой отнесено это удлинение. При оценке сталей для натягиваемой ар-
матуры удлинение при разрыве относится к длине^_ равной lOrf
при круглых стержнях (810), или к длине, равной 11,3 УF при любых
других типах сечений (DIN 50146). Оно должно составлять не менее 4%.
Если взять за основу большие длины, то удлинение при разрыве будет
значительно меньше, так как сильное местное удлинение в шейке, в месте
разрыва, окажется отнесенным к большей длине. Не следует, таким об-
разом, представлять себе дело так, что длинная стальная проволока вы-
тянется на 4°/о своей длины раньше, чем разорвется; если для этой стали
310 =4%, проволока удлинится только на 1,5ч-2,5% своей полной длины.
Удлинение проволоки будет определяться той величиной равномер-
ного удлинения, которое будет достигнуто при максимальной
нагрузке. Однако зачастую удлинения длинного стержня при разрыве
оказываются ниже возможного равномерного удлинения.
Указанные характеристики даже для одного и того же вида стали не
представляют собой абсолютно точных величин; приходится считаться с
областью рассеяния или допусками, которые могут составлять от 2 до
5°/о и должны располагаться выше гарантированных значений.
Допускаемое напряжение стали av выражается в процентах к пределу
текучести (или к величине напряжения при остаточном удлинении 0,2%)
или к пределу прочности. У многих сортов стали это допускаемое напря-
жение выше предела упругости, так что удлинение, возникающее при
36
создании предварительного напряжения, нельзя рассчитывать по модулю
упругости Е =—, пользуясь прямолинейным участком диаграммы ст —е.
В этом случае относящееся к напряжению av удлинение находят
npjMO по диаграмме деформирования а — е, которую для этого должен
рредставлять завод-поставщик (фиг. 2. 3). Если напряжение av взято
не на много выше цредела упругости, то имеют место лишь малые оста-
. точные деформации, которые проявляются только при нескольких началь-
ных нагружениях и большей частью совсем исчезают после 3—6-го на-
гружения; сталь упрочняется и ведет себя далее в этой области, как
вполне упругая. Правда, при
этом устанавливается несколь-
ко меньший модуль Ev, чем в
области низких напряжений
(фиш 2. 3).
Для расчета напряжений в
арматуре при предварительном
напряжении со сцеплением нуж-
но поэтому установить наклон
линии с—е, определяемый через
Щ приблизительно на высоте
щ; этот наклон после часто
повторяющихся малых измене-
ний напряжения вокруг этой
точки делается постоянным.
Для обычной точности расчета
большей частью достаточно
знать модуль упругости Е пря-
молинейного участка диаграм-
мы су — е; только аля прядей и
канатов важно знать Ev.
Для защиты от хрупкого
разрушения в местах перегиба
или в других подобных условиях государственные железные дороги тре-
буют нижеследующих испытаний на загиб цля проволок с D < 8 мм*.
а) Испытание на растяжение после однократного
сгибания и разгибания
Испытание проводится на образце необработанной и незаржавленной
проволоки, предназначенной для напряженной арматуры. Проволоку из-
гибают на оправке диаметром 10D (где D — диаметр или толщина испыты-
ваемой стали с округлением до целого числа миллиметров) на 90°, давая
ей свободно пружинить (под нагрузкой), затем отгибают обратно и, на-
конец, нагружают до разрыва в соответствии с нормами (DIN 50146).
Снижение предела прочности после загиба не должно быть более 5%.
б) Испытание на сгибание и разгибание до разру-
шения
Сталь для напряженной арматуры загибают и разгибают на 90° (под
нагрузкой) в обе стороны (считая от положения прямой проволоки) до
наступления разрушения на оправке диаметром: 5D — для холоднотяну-
той проволоки и 10D —- для термически улучшенной проволоки (где D —
диаметр испытываемой стали с округлением до целого числа милли-
метров). В остальном испытание ведется по DIN 51211. Требуемое число
, * См. также «Vorlaufige Richtlinien fur die Priifung und Zulassung von Spann-
stahlen», DAfSt., 1954.
Фиг. 2. 3. Нахождение удлинения ev, соот-
ветствующего предварительному напряже-
нию, и модуля упругости Ev по кривой
0 — е стали, применяемой в качестве пре-
дварительно напряженной арматуры
37
загибов и разгибаний, которое проволока должна выдержать до излома,
пока не установлено, но должно быть, очевидно, не менее 3—5.
в) Испытание на полный загиб
Это испытание выполняется по DIN 1065 (лист 4), причем загиб про-
изводится вокруг оправки диаметром 5D.
При заказе стали для напряженной арматуры должны быть гаранти-
рованы следующие характеристики: 1) максимальный предел прочности
при растяжении; 2) предел текучести as или напряжение а0,2 при остаточ-
ном удлинении 0,2%; 3) максимальная потеря при предварительном на-
пряжении av вследствие ползучести стали (при постоянной длине); 4) ми-
нимальное сечение проволоки; 5) соответствие требованиям испытания
на загиб; 6) наличие требуемого 510.
Должны быть также выполнены следующие требования.
Проволока диаметром менее 10 мм должна быть защищена упаковкой
от ржавления, в особенности проволока из термически улучшенной стали.
Проволока диаметром от 5 до 8 мм должна поставляться на барабанах
диаметром не менее 1,8 м.
При определении веса нужно предусматривать прибавку на плюсовый
допуск заказываемого сечения в размере от 2 до 3°/о для холоднотянутой
проволоки и от 3 до 5°/о для катаной.
Кроме того, расчетчику, выполняющему статический расчет, и инже-
неру, ответственному за осуществление предварительного напряжения,
должна быть представлена диаграмма деформаций до разрыва для вы-
бранного сорта стали с указанием возможных отклонений (допусков).
2. 12. СОРТА СТАЛИ
В этом разделе будут описаны употребительные в Германии стали для
напряженной арматуры и их свойства. Перечень этих сталей приведен в
конце раздела.
2. 121. Твердые стали [190, 133]
Производством твердых сталей для напряженно армированных кон-
струкций уже много лет занимается металлургический завод в Рейнгау-
зене. Вначале завод изготовлял специальную сталь Ст. 70/105 (первое
число обозначает предел текучести, второе — предел прочности) диамет-
ром от 8 до 12 мм следующего состава:
0,7% С, 0,3% Si, 1,2% Мп (поМёршу).
Так как эта сталь не годилась для стержней больших диаметров и для
холодной накатки резьбы, то позже перешли к несколько более дешевой
стали — Ст. 60/90, то-
же кремне-марганцо-
вистой (сталь «Сиг-
ма»), которая постав-
лялась диаметрами
от 15 до 32 мм, при-
чем преимуществен-
но 18 и 26 мм. В по-
следнее время (с
1954 г.) эта сталь за-
менена Ст. 75/105.
График деформа-
Фиг. 2. 4. График деформации стали «Сигма» — Ш*Й ДЛЯ ЭТОЙ стали
Ст. 60/90 металлургического завода в Рейнгаузене меняется ПО Прямой
12000
wooo
воао
чооо
гооа
38
НЙИ с модулем Е = 2 100 т/см2 до напряжения 5,5 т/см2. Между 6 и
6 5 т/см2 появляется отчетливо выраженный предел текучести, после
которого удлинение быстро растет, достигая при пределе прочности
9—10,5 т/см2 относительного удлинения при разрыве, равного 10—12%
(фиг.Ж 4).
Сталь Ст. 90 хорошо поддается холодному деформированию. Она
также обладает свариваемостью, хотя ее сварка должна выполняться
особенно тщательнё! Так, например, при контактной сварке оплавлением
'необходимо точно и надежно регулировать силу тока, время нагрева и
давление в стыке. Приемы контактной стыковой сварки, обычно приме-
няемые при работе со сталями Ст. 37 и Ст. 52, непригодны для Ст. 90,
Шока что для строительных целей нельзя рекомендовать использование
обычных сварных стыков применительно к стержням из Ст. 90.
Обычная торговая длина стержней из стали Ст. 90 равна 14 м\ однако
могут поставляться и стержни длиной до 22 ж, если для транспортировки
используются соответствующие перевозочные средства.
2. 122. Патентированные холоднотянутые стали [162]
Повышение прочности стали холодным наклепом известно уже очень
давно. Еще в 1873 г. этим способом изготовляли высокопрочную прово-
локу. Катаная проволока сначала патентируется, т. е. нагревается до
900—1000° с последующим охлаждением в свинцовой или соляной бане
до 450—550°, чтобы получить благоприятную для наклепа сорбитную
структуру. Затем проволоку протягивают через; волочильную доску, при-
чем диаметр ее уменьшается, а длина увеличивается. С течением времени
техника получения холоднотянутой проволоки развилась и усовершенство-
валась. Имеются накопленные за несколько десятилетий соответствующие
опытные данные о приемлемых составах стали (от 0,4 до 0,8% С, от 0,5 до
Of 7% Mri + от 0,12 до 0,2% Si; содержание фосфора и серы не более чем
по 0,035%), ее плавке и промежуточной и последующей обработке.
Хорошо известны также свойства таких сталей и их поведение при
любых видах нагружения. Эти стали показали хорошие качества в при-
менении к кабелям больших висячих мостов и в проволочных канатах
всех видов. Однако эти стали не поддаются сварке и чувствительны к
нагреву (см. 2. 14).
Холоднотянутая сталь поставляется преимущественно в виде тонкой
проволоки. Чем меньше диаметр проволоки, тем больше можно повысить
ее прочность. При диаметрах от 2 до 3 мм можно считать обычным предел
прочности 180 кг/'мм2, а при диаметрах от 6 до 10 мм — 150—130 кг/мм2.
В исключительных случаях можно получать поставки с еще более высокой
прочностью. Применяя старение (см. 2. 123), можно еще более повысить
предел прочности. Сейчас для раздельного армирования проволоками
преимущественно используются стали, подвергшиеся старению.
График деформации холоднотянутой проволоки (фиг. 2. 5) сначала
имеет прямолинейный участок с несколько большим наклоном, чем у
твердых сталей: модуль упругости проволоки в этой области равен 1 950—
2 050 кг/см2. Линия деформирования сравнительно рано отклоняется от
прямой и идет с медленно возрастающей кривизной дальше к точке раз-
рыва; на графике, следовательно, нет нарушения непрерывности в виде
предела текучести.
Относительное удлинение при разрыве образца длиной I0d обычно
составляет от 4 до 8%, т. е. меньше, чем у твердых сталей. Однако мед-
ленное постоянное нарастание удлинения приводит к тому, что при пере-
39
тощ
W000\
К 8000
6000
bOOQ
годо
Предел текучести 60J
ГЕ~2О50О0Онг/см*
йОбласть рассеяния точен?3°А
Удлинение ? В °/о
La Уд/а/пемие при разрыбе '&1(7
напряжении, вызванном превышением нагрузки над допустимой, задолго
до разрыва появляется ясно заметная, предвещающая разрушение дефор-
мация; в этой связи пониженное значение удлинения при разрыве не
является недостатком.
Способность к деформированию в холодном состоянии и вязкость хо-
лоднотянутых сталей приемлемы, если только не заходить слишком да-
леко с повышением прочности. Во всяком случае они достаточны, чтобы
можно было без затруднений
выполнять анкеровку крюками
или перегибы стержней при
анкеровке клиньями.
Поверхность холоднотяну-
тых проволок благодаря про-
цессу волочения получается
гладкой, желаемое сечение вы-
держивается очень точно. Круг-
лую проволоку можно получать
с диаметром через 1/10 мм, с
малыми допусками. Можно так-
же получать трапецевидные,
прямоугольные или квадратные
сечения со слегка скруглен-
ными углами.
Длина проволоки зависит от
принятого на заводе веса бухты,
который находится в пределах
от 60 до 120 кг. При диаметре
3 мм длина проволоки в бухте
составляет 2 150 м, при диаме-
тре 5 мм — 770 ж. Проволока
поставляется смотанной в бух-
ты; куски нужной длины отре-
заются на строительной площадке. Если хотят, чтобы проволока ложи-
лась прямо и не закручивалась, то ее нужно заказывать выпрямленной и
свернутой в бухты большого диаметра; при такой намотке деформации
не выходят за пределы упругости, и, следовательно, проволока спружинит
и выпрямится. При малых диаметрах не всегда удается изготовить про-
волоку, свободную от закручивания, если только не подвергнуть ее ста-
J рению в прямых кусках. Для
сматывания с бухты приме-
няют решетчатые стальные вер-
тушки, которые предотвращают
возможность внезапных скач-
ков пружинящей натянутой
проволоки (фиг. 2. 6).
Отметим особый вид холод-
нотянутой проволоки, изготов-
ляемой фирмой «Фельтен и
Гильом»; это крученая плоская
проволока («Нептун») [109],
оказывающая большое сопро-
тивление скольжению в бетоне
благодаря своей (винтообразной
поверхности (фиг. 2. 7).
Обычно холоднотянутая сталь
при диаметрах от 5 до 8 мм
Фиг. 2. 5. График деформации холодно-
тянутой проволоки из термически улучшен-
ной стали
~;l3^
Фиг.
2. 6. Устройство для разматывания
бухт высокопрочной проволоки
40
применяется либо в виде отдельных проволок, либо в виде параллельных
пучков или кабелей. Малые диаметры — от 2 до 4 мм — применяются
большей частью в виде прядей из двух, трех или семи проволок. Пряди иа
семи проволок и канаты, сворачиваемые в бухты, можно заготовлять очень
длинными, сращивая срезанные под острым углом концы проволок спай-
Фиг. 2. 7. Витые пряди из двух, трех и семи проволок. Ёверху при-
веден общий вид проволоки «Нептун»
кой на твердом припое; прочность места спайки при этом достигает при-
мерно 60°/о прочности проволоки. Места спайки отдельных проволок сме-
щают друг относительно друга не меньше чем на 3 м, так что прочность
семипроволочной пряди снижается от такого соединения не более чем
на 10°/b, В пучках из многих проволок этот процент еще меньше в соот-
ветствии с долей участия от-
дельной проволоки в сече-
нии. Это уменьшение проч-
ности в стыке проволок прак-
тически не учитывается ни в
висячих мостах, ни в предва-
рительно напряженном же-
лезобетоне, так как такое
выполнение стыка оправдано
многолетней практикой. Дли-
на ограничивается только
допустимым лля транспорти-
ровки весом прядей или ка-
натов, свернутых в бухты.
Простые пучки из круг-
лых проволок или проволоч-
ные канаты со многими пря-
дями уже применялись для
напряженно армированных
конструкций.
Излюбленный в строи-
тельстве и пригодный также
для напряженно армирован-
ного железобетона вид ка-
ната представляют собой патентованные канаты с замкнутой оболочкой
(фиг. 2. 8), состоящие внутри из круглых проволок, затем из клиновид-
ных, а снаружи из Z-образных. Эти канаты отличаются особенно малой:
величиной внутренних пустот (^ 10%) и плотно замкнутыми наружными
Фиг. 2. 8. Конструкция патентованного каната
с замкнутой оболочкой диаметром 54 мм,
F, = 19,75 см*
41
18000
16000
1U00D
12000
t worn
woo
Tpcc
ljEmpocQ= 120QQQQ + 1500000 иг/см 21 Определить б матдом
jl ?npftdu= 1800000 r WOOOOO кг/см* J отдельном слуиае
Удлинение 6 8 %
слоями. Чтобы повысить сопротивляемость коррозии, отдельные прово-
локи при изготовлении каната пропускают через ванну со свинцовым су-
риком, так что промежутки, прежде всего между Z-образными проволо-
ками, заполняются сплошь. Когда канат находится под напряжением,
свинцовый сурик вдавливается в эти промежутки. Диаметры канатов
составляют от 30 до 125 мм, средняя прочность около 15 т/см2.
Удлинение прядей и канатов больше, чем удлинение отдельной прово-
локи и зависит от шага скрутки. Шагом скрутки называют длину
одного витка прово-
локи. Ее указывают
иногда в абсолютных
величинах, иногда
как отношение диа-
метра пряди или ка-
ната к шагу скрутки.
Например, шаг скрут-
ки 1 : 10 означает
для пряди диаметром
10 мм, что одна
проволока образует
один виток на длине
100 мм.
Для предвари-
тельно напряженного
железобетона употре-
бительны сравни-
тельно большие ша-
ги скрутки от 1:10
до 1 : 14, так как
при меньших шагах
скрутки увеличивают-
ся удлинение и так
называемая вытяж-
ка каната. Изме-
нение шага скрутки
на ±10% оказывает
на очертание линии
о—е влияние, не вы-
ходящее за пределы
нормальной области
отклонений. Под вы-
тяжкой каната пони-
мается то удлинение,
которое вследствие
вытяжки проволок
в витках проявляется
как неупругое удли-
нение. Вытяжку ка-
ната нельзя устра-
нить для длитель-
ных условий работы
путем так называе-
мой предварительной
обтяжки на специальном стенде, -так как при каждом перегибе каната,
которое потребуется затем для его транспортировки, эта вытяжка умень-
шается непостоянным образом.
0J 0,2 0,3 0, it 0.S
fa—Обычное удлинение прядц при натр мнении —&J
рабное 0,5^ %
•Фиг. 2. 9. Диаграммы деформаций прядей из семи про-
волок (см. текст) и патентованного каната с замкнутой
оболочкой (по фиг. 2. 8). Вверху — до разрыва,
внизу — до cev при больших размерах удлинения
42
Предел прочности прядей или канатов понижен по сравнению с проч-
ностью прямой проволоки на 2—6°/о. Поэтому при поставке должно быть
согласовано не только желаемое качество проволоки, но и гарантируемый
минимальный предел прочности пряди или каната. На фиг. 2. 9 показан
график деформаций употребительной семипроволочной пряди, из прово-
локи диаметром 3 мм\ шаг скрутки 140 мм, качество проволоки соответ-
ствует Ст. 180, гарантированный минимальный предел прочности пряди
от 170 до 175 кг/мм^. На фиг. 2. 9 нанесена также линия а — е патентован-
ного каната с замкнутой оболочкой конструкции, показанной на фиг. 2. 8.
Рекомендуется при применении канатов, когда создается натяжение, не-
сколько раз перейти через заданное номинальное значение силы натяже-
ния на 5-f-10°/o, учитывая, что эти канаты ведут себя, как не вполне
упругие. Уже после немногих циклов изменения напряжений перестают
наблюдаться остаточные удлинения, зависящие от вытяжки каната [47].
Проволоки малого диаметра до применения в дело нужно тщательно
защищать от возможности ржавления, чтобы не ослабить их сечение. По
данным опыта, семипроволочная прядь из проволоки диаметром 3 мм
§т. 180 после полугодового незащищенного пребывания на открытом
воздухе не теряет заметным образом первоначальной прочности. Ржав-
ление, следовательно, у холоднотянутых проволок идет не настолько
быстро, чтобы следовало опасаться ослабления сечения в промежутке
между установкой проволоки и ее натяжением.
При применении холоднотянутой проволоки следует учитывать пол-
зучесть стали, которая будет подробно рассмотрена в 2. 13.
В Германии производством холоднотянутых сталей для предварительно
напряженного железобетона первым занялось акционерное общество
железа и стали «Фельтен и Гильом»; общество поставляет проволоку,
пряди и канаты.
% 123. Патентированные холоднотянутые, подвергнутые старению
(отпущенные) стали
(Етарением называется отпуск холоднотянутой проволоки при темпе-
ратурах от 150 до 400° С (в зависимости от длительности процесса старе-
ния) в качестве последующей обработки. Старение повышает сг0,2 на
20 -г- 40%, предел прочности — на 5 ч- 9% и улучшает предел выносли-
вости и удлинение при разрыве. Проволоку легче предохранить от закру-
чивания, ее ползучесть уменьшается, вязкость проволоки в основном со-
храняется. Холоднотянутая, подвергнутая старению проволока, следова-
тельно, более пригодна для предварительно напряженного железобетона,
чем просто холоднотянутая, но несколько дороже. Ее применяют пред-
почтительно в виде отдельных проволок и проволочных пакетов, но не
для прядей и канатов [154].
Фирма «Фельтен и Гильом» в 1954 г. поставляла почти исключительно
подвергнутую старению проволоку для напряженной арматуры в бухтах
диаметром от 2 до 2,5 м следующего качества:
Диаметр в мм с02 аВг в кг/мм2
5—6 160 180
5—8 150 170
6—10 140 160
Модуль упругости подвергнутых старению проволок составляет от
2 100 000 до 2 200 000 кг/см2, т. е. выше, чем у твердых сталей; это сле-
дует учитывать при определении напряжений по удлинениям.
43
2. 124. Стали, подвергнутые наклепу
Кроме волочения, применяются и другие способы холодного наклепа
для повышения предела текучести и прочности, например последующая
холодная прокатка, холодное кручение (сталь «Тор») или наклеп ковкой.
В Англии и США изготовляется наклепанная круглая сталь диаметром
25 мм с сг02 =94 кг/мм2 и аВг =110 кг/мм2 (Lee. Мс. Call, Macalloy Ltd.)7
содержащая -0,6% С, 1,9% Si, 1,0% Mn [136].
Холодной прокаткой изготовляют тонкие полосы, так называемую по-
лосовую пружинную сталь, которая обладает свойствами, аналогичными
свойствам холоднотянутой проволоки; ее применяли в закрученном виде
для предварительно напряженного железобетона. Однако никаких пре-
имуществ перед более дешевой проволокой при этом не выявилось.
2. 125. Термически улучшенные стали
Повышение прочности сталей термической обработкой известно уже
несколько сот лет и широко применяется; вспомним хотя бы о закалива-
нии кованых мечей или инструмента. В машиностроении этот процесс
настолько привычен, что при нормировании методы термической обра-
ботки обозначаются кратким термином «улучшение». По определению
норм DIN 17014 под улучшением понимается «термическая обработка для
получения высокой вязкости с определенной прочностью при растяжении,
осуществляемая, как правило, путем закаливания и последующего от-
пуска, большей частью при высокой температуре».
После проката Закаленная Отпущенная
структура: сорбитовая мартенситовая термически улучшенная
твердость
по Роквеллу: 32—35 63 42—45
предел прочности
при растяжении
в кг(мм2\ 110—120 — 160—165
Фиг. 2. 10. Изменения структуры стали «Сигма» (металлургический завод в
Рейнгаузене) при термическом улучшении
Для строительных сталей повышение прочности термическим улучше-
нием стало применяться только в последнем десятилетии [164].
Термическое улучшение употребительных сортов проволоки для на-
пряженной арматуры состоит в нагреве примерно до 800° С, быстром
охлаждении в масле и вслед за тем отпуске в свинцовой ванне приблизи-
тельно при 500° С. Необходимо точно выдерживать температуры, относя-
щиеся к тому или иному составу стали. При такой обработке происходят
44
ущественные изменения структуры, показанные на фиг. 2. 10. В конце
обработки получается очень мелкозернистая структура.
Термически улучшенная проволока не сваривается и чувствительна к
реву (CML 2. 14). Например, на металлургическом заводе в Рейнгаузене
имел место случай разрушения проволоки при умеренных напряжениях.
Было установлено, что причиной разрушения послужило незначительное
местное оплавление, причиненное, возможно, сварочным устройством
(фиг. 2. И). Фотография шлифа этого места показывает видоизменение
структуры от нагрева; в оплавленном месте — грубая структура литого
Фиш 2; 11. Местные оплавления овальной проволоки периодического профиля, вызван-
ные, возможно, сварочным аппаратом, привели к ее хрупкому разрушению. Структура
оплавленного места показана на фотографии вверху
металла, в то время как рядом сохранилось очень мелкое зерно улучшен-
ной стали. Небольшое повреждение поверхности повело к хрупкому из-
лому без деформации. Этот пример показывает, как тщательно нужно
.защищать стали для напряженной арматуры от неосторожного обращения.
Термическое улучшение сильно повышает предел прочности и предел
упругости; модуль упругости при этом равен приблизительно 2 100 т/см2.
После перехода через напряжение о02 или через предел текучести удли-
нение начинает расти, т. е, линия а — едостигает максимальной точки, не
искривляясь. Удлинение при разрыве составляет 5—6°/о (фиг. 2. 12).
? многих сортов стали наблюдается перелом кривой а? —в в точке, соот-
ветствующей пределу текучести.
Неоднократно высказывалось мнение, что особенно выгоден очень
высокий предел <то,2, т. е. прямолинейное очертание графика с — е почти
До разрыва. Это, однако, неверно, если иметь в виду надежность. Прямо-
линейность графика с —е означает, что при переходе через допускаемую
нагрузку удлинения арматуры еще долго остаются малыми, вследствие
чего мала и деформация конструкции. Так как при этом вслед за <?о,2 на
ближайшем участке а-— е очень быстро приходит в точку разрыва, то и
вооружение разрушается без желательного предупреждения, в качестве
45
16000
шооо
iZOOQ
WQCO
t 8000
"° 6000
которого1 может быть использована бросающаяся в глаза деформация
конструкции. Следует поэтому поднятый особо высоко предел <то,2 скорее
считать недостатком, с точки зрения надежности сооружения. Страдает
также и вязкость стали. В современных сталях для напряженной арма-
туры поэтому избега-
moot , , , ,_ ют СЛЙШКом высокого
предела <то,з, который
должен быть ниже
0,88 свг.
К тому же высо-
кий предел <то,2 силь-
но снижается при сги-
бании и разгибании
проволоки диаметром
5 мм даже при боль-
ших радиусах кривиз-
ны (диаметр оправки
- 840 мм) [213]
(фиг. 2. 13). Правда,
это явление можно
устр анить, пр именяя
отпуск или холодную
вытяжку; но в напря-
женной арматуре мы
встречаемся со сгиба-
нием и разгибанием
без последующей об-
работки, и поэтому
высокий предел а0,2
не может быть исполь-
зован.
В термически улуч--
шенных сталях незна-
чительные поврежде-
ния поверхности про-
волоки, например не-
большие раковины
коррозионного проис-
хождения, приводят к
ясно выраженному
хрупкому разрушению,
главным образом при
низкой температуре
или резком нагруже-
нии, особенно в местах
перегиба. В 1952 г. на
мосту через Меллен-
бах в Форарльберге и
через Дунай в Донау-
мюнстере много часов
спустя после создания
предварительного на-
пряжения без всяко-
го повода порвалось
много проволок. При-
чиной оказалась меж-
Фиг. 2. 12. Кривая о — е термически улучшенной
проволоки (металлургический завод в Рейнгаузене)
0)Вез преддоритрльмь»* паприт^пуц
6=0,956р
0,1 0,2 0,3 4</ 0.5 0,6
Удлинение б °/о
1,2 1.3 1ШЧ
Фиг. 2. 13. Влияние пластической деформации изгиба
и последующего отпуска и правки на диаграмму де-
формирования стали «Сигма» — Ст. 145/160 диамет-
ром 5,2 мм (по Енихе)
46
№l№
tss/m - т/ш.- г- ¦: ¦'&$/№¦..
йиаметр una р&змерЫ 0;нк. - '-¦ ¦ ¦¦" ¦*-"
койсталлическая коррозия, вызванная атмосферным воздействием паров-
определенных кислот; развитию коррозии благоприятствовало напряже-
ние проволоки.
Коррозия проникает между кристаллами; на микрофотографии шлифа
она видна как трещинка. Не раз термически улучшенные проволоки ло-
мались из-за этих коррозионных
шрещищ от напряжений изгиба, ' - — — -—~
вызванных кривизной проволоки,
пщ ее сматывании в бухты. Эти
явления связаны, вероятно, с хи-
мическим составом стали и со сте-
пенью термического улучшения;
принятыми новыми мерами они
должны быть устранены.
Ввиду этого поставки терми-
чески улучшенных сталей должны
поручаться особенно надежным
заводам; их свойства должны
строго проверяться, диаметр бух-
ты должен быть достаточно велик,
причем в период поставки в тече-
ние хранения проволоки вплоть до
ее применения в изделиях должна
обеспечиваться безупречная защи-
та от ржавчины.
В Германии термически улуч-
шенная катаная проволока под
названием сталь «Сигма» (Ст.
145/160 или Ст. 135/150) изготов-
ляется металлургическим заводом
в Рёйнгаузене [190]. Номинальные
диаметры поставляемой заводом
круглой проволоки — от 5,2 до
9 мм. Кроме того, изготовляются
овальные проволоки с получен-
ными прокаткой небольшими по-
перечными ребрами (фиг. 2, 14).
Вес бухты составляет до 200 кг.
Эта проволока подвергается тер-
мическому улучшению в прокатан-
ном виде, и потому ее сечения
определяются с допусками для
проката, которые недавно снижены до 4- 0,1 мм.
Так как при изготовлении напряженно армированных конструкций
важно точно знать сечение арматуры, то рекомендуется до применения
±:т
Фиг. 2. 14. Сталь «Сигма» для напряжен-
ной арматуры круглая и овальная перио-
дического профиля
Фиг. 2. 15. Проволока «Нептун» с поперечными ребрами
47
s дело такой стали определить ее действительные сечения. Если не-
сколько круглых проволок одновременно анкеруется клиньями, то нужно,
кроме того, проверить, нет ли заметных отклонений от круглой формы
сечения.
Акционерное общество «Фельтен и Гильом» (завод Карлсверк, Кельн)
применяет термическое улучшение тянутой проволоки диаметром от 4 до
10 мм, точно выдерживая размеры сечений (так называемая калиброван-
ная улучшенная проволока). Волочение исключает прокатные дефекты.
Поверхность вследствие термического улучшения получается несколько
более шероховатой, чем у холоднотянутой проволоки; однако она глаже,
чем у термически улучшенной катаной проволоки. Стремясь получить нуж-
ную вязкость стали, за*вод не выходит за пределы Прочности 150 кг/см2.
Завод изготовляет также сталь типа «Нептун» с поперечными ребрами
(фиг. 2. 15).
Не принято изготовлять из термически улучшенной проволоки пряди
или канаты.
В дальнейшем можно ожидать, что будут изготовляться термически
улучшенные стержни большого диаметра. В США собираются произво-
дить с помощью особого метода электроулучшения хромомолибденовые
стали для предварительно напряженного железобетона с пределом проч-
ности* до 200 кг/мм2. В Германии также известны легированные стали со
столь же высокими показателями термического улучшения, однако они
пока слишком дороги для применения их в напряженно армированных
конструкциях.
2. 13. ПОЛЗУЧЕСТЬ СТАЛЕЙ
2. 131. Результаты испытаний
Теперь известно, что у всех видов стали в области высоких напряже-
ний проявляется ползучесть, т. е. при длительном пребывании под напря-
жениями выше технического предела упругости <т0,01 наблюдается пласти-
ческая деформация, превосходящая начальное упругое удлинение и
большей частью прекращающаяся через некоторое время. Эта ползучесть
¦стали была отмечена Вика [1] еще в 1834 г., но затем была забыта и
вновь открыта [57, 63] только в связи с использованием высоких напря-
жений, обычных для предварительно напряженного железобетона. С тех
пор ползучесть была измерена на различных видах стали. У холодно-
тянутых сталей соответственно их
низкому техническому пределу
упругости ого,о1 ползучесть сильнее,
чем у термически улучшенных; од-
нако после старения поведение хо-
лоднотянутых сталей при испыта-
нии на ползучесть улучшается.
В большинстве случаев ползу-
честь исследуется при постоянной
нагрузке. При этом получаются
кривые ползучести (фиг. 2. 16),
из которых видно, что удлинение
ползучести в первые часы растет
резко, затем быстро спадает и в
большинстве случаев через 8—20
дней приостанавливается. Дли-
Ст1№
Ш)
1_
1
2
А.
(I
?
!
ю
п
I?
й
п
15
2. 16, Ползучесть холоднотянутой
проволоки диаметром 5 мм под постоян-
нагрузкой, проявляющаяся в росте
удлинения (по Маньелю)
ной
48
Перечень сталей, применяемых для напряженной арматуры
Вид стали
Твердая
^таль
Прокатная,
термически
. улучшенная
Тянутая и
термически
улучшенная
Крученая и
термически
улучшен-
ная
Тянутая,
подвергну-
тая старе-
нию
Патентиро-
ванная тя-
нутая и
крученая
Патентиро- '
ванная тя- 1
нутая и
сплетенная
в канат
1 Марка
Ст. 60/90 .
1 Ст. 75/105
Ст. 145/160
Ст. 135/150
Ст. 140/150
Ст. 120/130
Сталь
„Нептун"
с попереч-
ными реб-
рами
Ст. 160/170 j
Ст. 150/170 |
Ст. 140/160
Размер
сечения
в мм
0 18,26(32)
0 18,26
0 5,2
Овальная с
ребрами
8/2,8
Овальная с
ребрами
9/4,2
Ге=30лш*
0 8
От 04 до 06
От07до01О
От № 20 до
№ 60
Fe = от 20
до 60 мм2
От 03 до 06!
От 05 до 08'
От 06 до 010
Предел
прочности
в tc?JMMz
90
105
160
160
160
150
150
130
От 150
до 130
180
170
160
Предел
текучести
или Oq,2
В KZJMM-
60
75
| 145
1 145
1 145
135
140
120
От 140
до 120
160
150 '
140
1
Удлинение
при раз-
рыве э10
в %
10
_
1 6
1 5
5
6
От 7 до 8
От 7 до 8
От7до8
От7до8
От7до8
От7'до8
Техниче-
ский предел
ползучести
в кг/мм2
55
_
120
120
1 120
1 ПО
120
100
100
120
115
ПО
Могут поставляться стали с низкой прочностью
Сталь
„Нептун*
Пряди из
2, 3, 5 или
7 проволок
От № 2 до
№ 14
,Ре:=от2до
14 мм2 j
От 2 до 3
(отдельные
проволоки)
От 190
до 150
180
(пряди)
От 160
до 135
155
От 6до 7
От6до7
От 115
до ПО
115
в
Канаты различной конструкции и размера
1 Завод-
| изгото-
1 витель
Завод В
Рейн-
гаузе-
не
(сталь
„Сиг-
ма а)
Завод в
Кельне
„Карлс-
верк"
(акцио-
нерное
обще-
ство
железа
и
стали
„Фель-
тен и
Гиль-
ом")
4 — 3206
49
тельная остаточная деформация
(деформация от ползучести) тем
больше, чем ближе напряжение
к пределу сго,2 •
Рош приводит кривые, пока-
занные на фиг. 2, 17, для опреде-
ления общей длительной остадЫ-
ной деформации гек патентиров&н-
но<й холоднотянутой проволоки; на
графиках по вертикальной оси от-
ложено поддерживаемое постоян-
ным напряжение av. Качество
стали характеризуется пределом
ffo,2-Ka« можно видеть, ползучесть
наступает, приблизительно, начи-
ная с 0,5с70,э, и при 0,65 ffo,2 дефор-
мация от ползучести составляет
только 0,2% или около 4% от об-
щего удлинения. В Германии до-
пускаемые напряжения большей
частью не превышают 0,65 <то,2,
так как переход за это значение
означал бы превышение 0,55 afir.
Вместо простого способа изме-
рения удлинения висящей ПрОВО-
Lq, _.,_ ,_ ,..„ „. „. Пастор пиал длина WQh w
0,8
Ю
змер
Фиг. 2. 17. Суммарные удлинения от ползуче-
сти eek холоднотянутых проволок, имеющих
различный предел текучести aQ 2, при различ-
ных постоянных напряжениях^ (по Рошу)
Фиг. 2. 18. Натянутая п;
ном помещении, где проз
рение ползучести («Фель'
50
Ф
озь п
1
2
5 (Л пи]
120 [Часы/ *Ч*
•м 100
X
. Напряжение 6 v =10000 кг/с*1 через 5 мин
' снижена да 9000 нг}'см1
% от ($v
°/очот 6V
Фиг. 2.19. Кривая ползучести семипроволочной пряди (холодно-
тянутая проволока из Ст. 180). Из опыта по схеме фиг. 2. 18
Измеряется &f
Фиг. 2. 18. Натянутая прядь в подзем-
ном помещении, где производится изме-
рение ползучести («Фельтен и Гильом»)
g 5 1Дми1
W * г/о
00 кг/си г через 5 мин
ч1
»/о от бг
2
Ч
1 ' ~s
L—=j
проволочной пряди (холодно-
з опыта по схеме фиг. 2. 18
локи на заводе «Фельтен и Гильом» неоднократно проводились изме-
рения на свободно натянутых прядях длиной 100 ж (фиг. 2. 18), при-
чем измерялось увеличение прогиба при постоянной длине пролета. Тем-
пературные изменения учитывались расчетом. На фиг. 2. 19 показана
полученная на этой установке кривая ползучести семипроволочной пряди
нз холоднотянутой проволоки из Ст. 180, диаметром 2,5 мм с шагом
J»6
Ползучесть при постоянном б
1,325 °/оа
4 го,
LI J
Начал&пое напряжение ffOwi/м**
150кг/м»в
1| т\
Падение напряжения при постоянной (
„вп58& -•"
l-ц
0,5
ЗОЮ/мм* Потер* напряте пир
1,5 °/oo Удлинение am ползyuecmи,
Фиг. 2. 20. Сравнение ползучести стали при постоянном напряжений и
постоянной длине (по Рошу). Измерения сделаны на холоднотянутой про-
волоке диаметром 3,2 мм, оВг — 190 кг!мм2, о0>2 = 168 кг/мм2. Все
напряжения, следовательно, выше oev zul = 0,55- 190 = 104 кг/мм2
скрутки 112 мм, с начальным напряжением 10 т/см2. Возрастание прови-
сания f снижает напряжение и увеличивает длину. Приблизительно 3Д
конечной величины остаточной деформации от ползучести достигается уже
через 24 часа. Таким образом, можно практически почти полностью устра-
нить влияние ползучести стали повторным натяжением арматуры спустя
сутки.
В предварительно напряженном железобетоне почти постоянно не на-
пряжение, а длина растянутой арматуры. В этом случае ползучесть при-
водит к снижению напряжения, обычно существенно меньшему, чем свя-
занное с удлинением от ползучести при постоянном напряжении. На
фиг. 2. 20 дано сравнение конечных значений. Из нее следует, что про-
цент потери напряжений у испытанных проволок при постоянной длине
составляет только от 50 до 80% от процента возрастания удлинения при
постоянном напряжении. Длина растянутой проволоки в предварительно
напряженном железобетоне с течением времени даже уменьшается вслед-
ствие укорочения бетона, так что можно ожидать, что потери напряжения
станут еще меньше.
В последних английских опытах (отчет № 5882 Института граждан-
ских инженеров, Лондон, 1952—1953) использовалась установка, пред-
ставленная на фиг. 2. 21 для измерения снижения напряжений вследствие
ползучести стали при постоянной длине. Для исключения влияния темпе-
ратуры приборы подвешены на слабо натянутых параллельных проволо-
4®
51
ках. Груз, создающий напряжение, все время уменьшают, так что длина
остается постоянной.
На фиг. 2. 22 приведены некоторые результаты испытаний. После
1000 час. ползучесть полностью прекратилась. Проволока диаметром
5 мм с малым диаметром намотки (около 80 см, напряжение изгиба
в бухте выше огэ?2) показывает гораздо большую ползучесть, чем та, кото-
'Испвттуе&ап проволока'
Да нагрцтения
'~---^zz
А г
I Контакт светового]
сигнапа
Про&олоки для
компенсации
температуры у
Индикатор и
тензометр. ytipsn\
пенные нсх онеш-
Ьшх продолоках
г леррстовлятьсяг^гу
Фиг, 2. 21. Английская опытная установка
для измерения уменьшения напряжения при
постоянной длине
\а-бапьшие диаметры бухты
\Ь,с*папыр я о
О I 2 И J fi 7 39 щ
J0Q к потеря^напряшемия
начальное напряжение
Фиг, 2. 22. Результаты ан-
глийских опытов по изуче-
нию потери напряжений в
холоднотянутых проволоках
при постоянной длине
рая при изгибе имела только упругую деформацию. Испытания показали,
что при предварительном напряжении аеХ} = 0,55 адг последнее теряет при-
близительно 3,5% своей величины.
Маньель показал [81], что ползучесть существенно уменьшается, если
кратковременно повысить напряжение стали. Как показывает фиг. 2. 23,
потеря напряжения у холоднотя-
нутой стальной проволоки из Ст.
150, диаметром 5 мм составляет
12% и прекращается только при-
близительно через 400 час, если
проволока просто растянута с на-
пряжением 8,5 т/см2. Если, одна-
ко, эту проволоку подвергнуть в
течение 2 мин. напряжению 9,5
_____ . и. т\смг, а затем вернуться к напря-
вг I жению 8,5 т/см2, то потеря напря-
Фиг. 2. 23. Уменьшение ползучести стали жения снижается ДО 3,6% И пре-
кратковременным повышением напряжения коащается уже через 60 час. Мно-
гократным превышением номи-
нального установленного напря-
жения можно, видимо, еще боль-
ше снизить конечную остаточную деформацию от ползучести. Этот опыт
показывает, каким путем можно на практике почти полностью устранить
потери напряжений от ползучести стали.
за пределы oev при постоянной длине (по
Маньелю)
52
Причина ползучести еще до конца не исследована. Частично она зави-
сят от характера легирующих добавок в стали. Существуют стали со
сравнительно низкой прочностью, ползучесть которых очень сильна; есть
даже такие, у которых деформация под длительной нагрузкой совсем не
прекращается [110]. f
втали, применяемые до настоящего времени в строительной практике,
отличаются ранни л замедлением ползучести. Нужно во всяком случае
удостовериться, что поведение применяемой стали в отношении ползуче-
" сти исследовано и не дает повода в ней сомневаться.
2. 132. Способы выражения характеристик ползучести сталей
для напряженной арматуры
Для обозначения напряжения стали, начиная с которого наблюдается
проявление ползучести, был установлен физический предел
ползучести, который означает то напряжение стали, при котором
хотя и может наступить во время приложения нагрузки наряду с упру-
гой также пластическая деформация, но не должна проявляться после-
дующая деформация даже при длительном нахождении под нагрузкой.
Определение технического предела ползучести много
раз менялось. Сейчас (1954 г.) этим пределом считается то напряжение,
при котором постоянная нагрузка при 20°С создает за время между
6-й минутой и 1 000-м часом после приложения нагрузки дополнительное
удлинение, составляющее 3% от начального удлинения. Для определения
величины этого напряжения нужно провести много испытаний на ползу-
честь продолжительностью более 1 000 час.
Знание этого предела ползучести между тем не дает ничего практиче-
ски полезного, если только он случайно не совпадает с aetl. Технический
предел ползучести выхватывает из характеристики, ползучести стали
одну определенную точку, которая выбрана таким образом, чтобы можно
было, задаваясь предварительным напряжением ниже технического пре-
дела ползучести, знать, что деформация от ползучести стали останется
в допустимых пределах.
При проектировании и изготовлении напряженно армированных кон-
струкций нужно знать величину ожидаемой деформации от ползучести
при выбранном предварительном напряжении и знать определенным обра-
зом, приостановится ли удлинение стали от ползучести при превышении
намеченного предварительного напряжения (например, на 10% для пре-
одоления сил трения).
Было бы поэтому желательно построить для употребительных сталей
кривые потерь напряжений при постоянной длине, отнесенных к началь-
ному напряжению, в зависимости от прочности, как на фиг. 2. 22. По этим
кривым можно было бы определить для каждого начального напряжения
ожидаемую потерю напряжения.
2. 133. Как учитывается ползучесть стали?
Ползучесть стали, как и ползучесть бетона, можно принять во внима-
ние, повышая начальную потребную силу натяжения, и поэтому не сле-
дует считать ползучесть недостатком. Согласно имеющемуся опыту
(первые сооружения Фрейсине, возведенные в 1934 г.), можно не опа-
саться, что сталь арматуры с течением времени вытянется больше, чем
на величину, установленную испытаниями на ползучесть.
^Необходимо, следовательно, знать конечное значение потери напряже-
ний, вызванной ползучестью стали при постоянной длине, которое полу-
чается при данном начальном напряжении cev. Нужно поэтому требо-
53
вать от завода-поставщика определения этого значения. При качествен-
ной холоднотянутой стали потеря напряжений редко превосходит 4%;
эту потерю можно снизить до 1,5%, если при создании предварительного
напряжения кратковременно превысить cev на 10% или применяя повтор-
ное натяжение арматуры не ранее чем через 24 часа.
Потеря напряжения вследствие ползучести у твердых или термически
улучшенных сталей настолько мала, что ею можно пренебречь.
2. 14. ВЛИЯНИЕ ВЫСОКИХ ТЕМПЕРАТУР НА СТАЛИ, ПРИМЕНЯЕМЫЕ
ДЛЯ НАПРЯЖЕННОЙ АРМАТУРЫ
Чтобы судить о стойкости сталей для напряженной арматуры во время
пожара и при других случаях нагрева, например от сварочных устройств,
нужно знать, как ме-
§ ^ 0,9|
I lev
0,6
§t«5
I
03\
;i ot2\
H
"""**^
v " \^]
^Va \g
с >\ \
После остывания от t
v до fb°C
Ч/V ^
N,/4^ при t
150
200 250
Температуpa ° С
Фиг. 2. 24. Прочность стали при высокой температуре и
после охлаждения; прочность дана в долях первоначаль-
ной при 18°С (по Гийону)
А — холоднотянутая проволока диаметром 5 мм; В ¦— термически
улучшенная проволока диаметром 5 мм; С — холоднотянутая про-
волока диаметром 2,5 мм
180
Г*
ъэ 120
* 5
11
*s8ff
*е
йо,г
*»
N
S
—"^
\,-~.
\
\
N
<s
\
0
>
/
\/
л
\
Л
8
то
600
200 300 400 500
Температура в течение часа ° С
Фиг. 2. 25. Влияние нагрева в течение 1 часа и после-
дующего медленного охлаждения на предел прочности
при растяжении, технический предел текучести а02 и
удлинение при разрыве при 20°С стали «Сигма»;
Ст. 145/160 диаметром 5,2 мм (по Енихе)
няются прочностные
свойства этих сталей
при высоких темпе-
ратурах.
Прочность твер-
дых сталей пони-
жается, начиная при-
мерно с 350° С и при
600° С составляет уже
только 2/з первона-
чальной прочности.
Когда сталь охладит-
ся, ее первоначаль-
ная прочность вос-
станавливается. На-
против, все термиче-
ски улучшенные и
холоднотянутые ста-
ли теряют оконча-
тельно свою высокую
прочность, если будет
в течение длительно-
го времени превзой-
дена температура по-
рядка 350° С (крат-
ковременно, т. е. в те-
чение 3—5 мин., даже
температура 400° С
еще не оказывает
вредного действия,
так как такой нагрев
вызывает обратное
изменение достигну-
того тер м ич-ески м
улучшением преоб-
разования кристал-
лической структуры).
Общеизвестно, что
отжиг делает мягкой
твердую проволоку.
На фиг. 2. 24 приве-
54
пены данные об отношениях прочности при высокой температуре к проч-
ности при +18° С для различных высокопрочных сталей в зависимости
от температуры. Кривые показывают, что прочность холоднотянутых ста-
лей сначала до температуры примерно 250° С повышается; этот эффект
используется при искусственном старении холоднотянутых сталей (см.
2 123). Однако после 250° С прочность быстро падает. Пунктирные линии
на фиг. 2. 24 изображают зависимость прочности от температуры для на-
гретой проволоки мрсле ее остывания. Из этих кривых вытекает, что тем-
пературы до 250° С не оказывают вредного влияния на первоначальную
высокую прочность стали.
Первые результаты испытаний германских проволок (из улучшенной
стали «Сигма») опубликованы Енихе [133] (фиг. 2. 25). Они показывают,
цто сталь «Сигма» испытывает потери своей прочности, ^только начиная
приблизительно с 400°С. Опыты были проведены до 600°С.
Уменьшение прочности высокопрочных сталей, применяемых для на-
пряженной арматуры, требует принятия особых мер противопожарной
защиты, описанных в гл. 17.
2. 15. ВЛИЯНИЕ ПОПЕРЕЧНОГО ДАВЛЕНИЯ НА ПРОЧНОСТЬ СТАЛЕЙ
ДЛЯ НАПРЯЖЕННОЙ АРМАТУРЫ
Высокое поперечное давление уменьшает прочность при растяжении
всякого стального стержня; вспомним о действии, оказываемом клещами.
В арматуре напряженно армированных конструкций поперечное давление
возникает в местах изменения направления стержней арматуры и в ме-
стах анкеровки.
Влияние поперечного давления было ис-
следовано в связи с применением в больших
висячих мостах патентованных проволоч-
ных канатов с замкнутой оболочкой. На-
правление скрутки в каждом последующем
слое этих канатов менялось, так что прово-
локи внутренних слоев соприкасались лишь
ю го
Поперечное давление т/с*
30
Фиг. 2. 26. Уменьшение разрушающей нагрузки
(в °/о) патентованного пучка с замкнутой оболоч-
кой при поперечном сжатии его прямоугольными
стальными накладками (опыты завода «Фельтен
и Гильом»)
Ф,иг. 2. 27. Схема экспери-
мента для определения
уменьшения предела прочно-
сти, вызываемого попереч-
ным давлением Q, в терми-
чески улучшенной круглой
проволоке диаметром 5,2 мм
(по Енихе)
в отдельных точках. Сверху поперечное давление передавалось точке
только вдоль линии. На фиг. 2. 26 показано уменьшение в процентах пре-
дела прочности с возрастанием поперечного давления при статиче-
55
ском испытании. При динамических испытаниях обнаружилось умень-
шение предельной амплитуды изменения напряжений, особенно в том
случае, когда опора каната имела форму ребра и выполнялась из
твердой стали. Так как, однако, амплитуды изменений напряже-
ний арматуры в предварительно напряженном железобетоне малы, то
можно считать поперечные усилия в 2 т/см допустимыми для таких
канатов. , ^
По поручению Высшего строительного надзора в 1951 г. в Мюнхенской
высшей технической школе (отчет д-ра Шмербера) были проведены испы-
тания косо скрещивающихся семипроволочных прядей из проволоки диа-
метром 2,5 мм, натянутых на специальной опоре, имеющей кривизну»
радиус которой равен 0,63 м. Испытания показали, что на несущую спо-
собность прядей эти условия не повлияли.
Металлургический завод в Рейнгаузене установил в опытах с терми-
чески улучшенной проволокой диаметром 5,2 мм, что поперечное сжатие»
аналогичное создаваемому клещами, полученное с помощью двух зака-
ленных призм с-радиусом закругления 2,5 мм (фиг. 2. 27, а), приводит
к следующему уменьшению несущей способности при растяжении.
Поперечное давление в кг
Уменьшение предела проч-
100
2,4
200
2,4
300
6,9
400
а,9
500
30,7
600
13,7
Если одновременно изогнуть проволоку в месте приложения давления
под углом 6° (фиг. 2. 27, б), то получаются следующие результаты.
Поперечное давление при
отклонении на угол во в кг
Уменьшение предела проч-
0
2,4
10©
5,4
200
7,7
300
9,5
400
13,7
500
16,1
600
19,1
Если давление передается через плоскую подкладку из стали марки
Ст. 37 шириной 20 мм, причем проволока отогнута на угол 6° (фиг. 2. 27, в) „
уменьшение предела прочности при поперечном давлении 500 кг состав-
ляет только 0,6%.
Таким образом, видно, что проволока не очень чувствительна к по-
перечному давлению, но нужно избегать точечной опоры и стараться
применять плоские подкладки из более мягкой стали.
При комплектовании арматурных пучков из параллельных проволок
нужно принять за правило всегда распределять поперечное давление на
значительную длину, чтобы поперечное давление на проволоку диаметром
5 мм не превышало 200 кг на 1 см длины проволоки. Опорные поверхно-
сти в местах изменения направления проволоки или расположенные там
подкладки должны изготовляться из возможно более мягкой стали. Ребра
плоских опор должны быть по возможности закруглены, чтобы попереч-
ное давление не передавалось сосредоточенно. Так как в витых прядях
проволоки прилегают друг к другу лишь на коротких участках и тонкие
проволоки подвержены большей опасности, чем толстые, то до настоящего
времени при семипроволочных прядях из проволоки диаметром 3 мм
поперечное давление сохраняют в пределе 120 кг/см.
56
2. 16. НАПРЯЖЕНИЕ ОТ ИЗГИБА В НАТЯГИВАЕМОЙ АРМАТУРЕ
Напряжение от изгиба в проволоке и стержнях круглого сечения, воз-
никающее при их искривлении, зависит от радиуса кривизны упругой
линии г и диаметра стержня D:
DE
II 2г
Для проволоки диаметром 5 мм при г = 5 м напряжение сг = 1 050
/гё/йж2, для стержня диаметром 25 мм оно равно уже 5 250 кг/см2. Кри-
визна с г=5 м в местах изменения направления напряженной арматуры
встречается часто. Если бы приходилось вычитать эти напряжения изгиба
из допускаемых напряжений стали при создании предварительного напря-
жения, . то использование стали напряженной арматуры существенно-
Фиг. 2. 28. Изменение напряжений изгиба вследствие пластических деформа-
ций при увеличении осевой силы в искривленном стержне
уменьшилось бы. Однако с наличием этих напряжений изгиба можно не
считаться, так как влияние их нивелируется при дальнейшем нагружении
благодаря пластическим деформациям стали; вследствие этого до до-
вольно малых радиусов (около 100 D) нормальная несущая способность
стали заметно не уменьшается. Пластическое выравнивание пика напря-
жений (фиг. 2. 28) соответствует небольшому наклепу граничных участ-
ков; который у большинства сортов стали связан с небольшим повыше-
нием прочности. Выравнивание напряжений идет тем лучше, чем больше
способность стали к пластической деформации. Когда напряжение край-
них волокон превысит cro,oi, т. е. когда будет достигнута область пластич-
ности, напряжение по оси стержня становится выше значения, соответ-
ствующего вполне упругому поведению стали, т. е. растягиваемый без
трения изогнутый вокруг закругления стержень должен давать несколько
большее удлинение, чем прямой. Чем больше сечение переходит в область
пластичности, тем больше исчезает влияние изгиба, пока при разрушении
определяющим фактором не станет только V.
По имеющимся данным, в местах изменения направления 5-мм про-
волоки из стали марок Ст. 150 -г- Ст. 180 не следует изгибать ее сильнее,
чем по радиусу 2 ж. В проволочных пучках поперечное давление, оказы-
ваемое на внутренние слои, заставляет иногда сохранять больший радиус
кривизны. Стержни крупных диаметров, например из Ст. 90, также дол-
жны искривляться по кривым больших радиусов.
Кривизну в местах анкеровки, по имеющимся опытным данным и ре-
зультатам испытаний, можно выбирать такую, которая уже сама по себе
Приводит к остаточным деформациям (холодный предварительный загиб
ЪТ
»
'Фиг. 2. 29. В анкерных петлях малого раз-
мера наблюдается снижение разрушающей
нагрузки
•по требуемой кривизне). При этом нужно считаться с небольшим умень-
шением предела прочности в начале изогнутого участка. Это обстоятель-
ство приобретает практическое значение только при радиусах кривизны
менее 20 Д когда уменьшение прочности составляет от 2 до 3%. При
анкеровке петлями арматура системы «Леоба» [178] (фиг. 2. 29, а) с
r=4D уменьшение разрушающей нагрузки для холоднотянутой или тер-
мически улучшенной проволоки из Ст. 150 составляет только от 5 до 8%.
Если вспомнить, что 'напряжение в местах ашсеровки напряженной арма-
туры с обеспеченным сцеплением впоследствии никогда не повышается от
полезной нагрузки и даже
^2? вследствие ползучести незначи-
тельно снижается, то можно без
ущерба для надежности пойти
на уменьшение разрушающей
нагрузки для этих участков про-
волоки примерно до 10%, при
этом нет надобности понижать
допускаемые напряжения в
остальной части напряженного
арматурного элемента.
При малых радиусах кривиз-
ны предел прочности понижает-
ся, однако, существенно сильнее,
если проволоки укладыва-
ются одна на другую (фиг. 2. 29, б). При r=D и двуслойном расположе-
нии проволок несущая способность проволоки уменьшается приблизи-
тельно на 12% вследствие дополнительного высокого поперечного дав-
ления.
В начале загиба напряженной арматуры (если смотреть со стороны
приложения натяжения) и прежде всего в местах разветвления стержней
арматуры при многих типах анкеровки во время натяжения изогнутые
участки иногда благодаря смещениям от вытяжки снова выпрямляются.
Для того чтобы избежать чрезмерного двукратного пластического дефор-
мирования, нужно предусматривать, в особенности в местах разветвления
стержней, достаточно большие радиусы кривизны.
В витых прядях и канатах напряжения изгиба уравновешиваются бла-
годаря небольшим продольным перемещениям проволок, так как какая-
либо проволока, расположенная в данном месте в зоне растяжения, через
полшага скрутки оказывается в зоне сжатия. С другой стороны, здесь
больше поперечные давления, так как площадь соприкосновения пряди
с опорной подкладкой составляет только от x/s до Vs площади соприкос-
новения проволоки или стержня такого же внешнего диаметра. Нужно
поэтому в прядях и канатах выдерживать в местах изменения направле-
ния радиус кривизны в пределах от 4 до 10 ж. Для анкерных петель при-
годны меньшие значения — не ниже 60 Д где D — наружный диаметр
пряди или каната.
По опытам, выполненным в связи со строительством моста через Рейн
в Розенкирхене, получены следующие снижения предела прочности изо-
гнутых канатов с г=0,35 м: для патентованных канатов с замкнутой
оболочкой диаметром 20 и 28 мм — 3 и 5%, для канатов из плоских пря-
дей диаметром 61 и 83 мм — 3 и 9% [47].
Таким образом, для прядей и канатов не нужно учитывать дополни-
тельные напряжения от изгиба в натягиваемой арматуре, пока кривизна
арматуры остается в указанных выше пределах.
?8
2. 17. ПРЕДЕЛ ВЫНОСЛИВОСТИ СТАЛЕЙ ДЛЯ НАПРЯЖЕННОЙ
АРМАТУРЫ
В напряженно армированном железобетоне в арматурной стали пере-
менны только растягивающие напряжения. Для усталости стали, таким
образом, имеет значение только допустимая амплитуда растягивающих
напряжений или прщел длительной прочности при постоянном высоком
растягивающем усилии. При определении пределов амплитуды напряже-
ний заставляют напряжение стали колебаться в интервале от нижнего
гхредела напряжений аи до верхнего предела напряжений сто или же
возрастать (пульсировать) от аи до сг0; при этом, согласно DIN 50100,
пределом выносливости в области переменных растягивающих напряже-
ний при асимметричном пульсирующем цикле (с постоянной предвари-
тельной нагрузкой) или просто предельной пульсацией называют ту раз-
ность напряжений а0^си) которую сталь выдерживает 2 млн. раз до ее
разрушения. Это значение определяется на основе ряда проб (кривая
Вёлера, см. DIN 50100).
На фиг. 2. 30 показано, как предельная амплитуда пульсирующего
цикла для стали, применяемой в качестве напряженной арматуры, с воз-
растанием постоянного начального на-
пряжения сравнительно медленно сни-
жается, пока постоянное напряжение не
достигнет такого значения, что сто будет
достигать предела текучести аг0,2; после
этого предельная амплитуда напряже-
ния быстро уменьшается и обращается
в нуль, когда начальное постоянное на-
пряжение становится равно пределу
длительной прочности.
Так как в арматуре предварительно
напряженного железобетона всегда
имеется высокое предварительное на-
пряжение <sev или постоянное напряже-
ние после вычитания из aev небольших
величин, учитывающих потери от усад-
ки и ползучести, то для динамической
переменной нагрузки важна лишь ам-
плитуда пульсации от этого высокого начального напряжения или от
напряжения, приблизительно равного 0,9 ап (с учетом быстро прояв-
ляющейся части потерь напряжений).
Далеко не просто так закрепить стержень или проволоку в испыта-
тельной машине, пульсаторе, чтобы усталостный излом получился в самом
стержне, а не в анкеровке. Сила, растягивающая стержень, должна быть
постепенно воспринята путем анкеровки на довольно длинном участке.
Щри этом условии были определены приведенные в табл. 2. 171 предель-
ные амплитуды пульсаций для числа циклов не менее 2- 106. Пока до
настоящего времени выявлено лишь небольшое число значений пределов
выносливости сталей, используемых в Германии для напряженной
арматуры.
Витые пряди и канаты вообще имеют более пониженный предел вы-
носливости, чем соответствующие отдельные проволоки, так как, ви-
димо, длительное трение проволок друг о друга оказывает неблагоприят-
ное действие. Причина этого еще не выявлена окончательно.
Предел дпитель*
ной прочности
Область переменных
напряжении, да/ннав
для предварительно
напря/меппаго мелезо-
бетона
Фиг. 2. 30. Кривая изменений пре-
делов выносливости при растяже-
нии сталей
59
Таблица 2. 17
Пределы выносливости сталей для напряженной арматуры
ВИД СТАЛИ
Постоянное напря-
жение в кг/см*
Предельная ампли-
туда изменения
напряжений в кг/см*
От 4 000 до 5 000
Еще нет сведений
8 400
9 000
7 400
9 000
9 000
10 000
12 500
9 000
От 600 до 750
Еще нет сведений
2 900
3 000
2 800
2 900
2 600
2 800
5 300
2 500
Ст. 90 диаметром 26 мм с накатанной резь-
бой (металлургический завод в Рейнгау-
зене)
Ст. 90 диаметром 26 мм без резьбы (метал-
лургический завод в Рейнгаузене) . . .
Холоднотянутая проволока диаметром 5 мм,
Ст. 160 («Фельтен и Гильом», Кельн) . .
Холоднотянутая проволока диаметром 8 мм,
Ст. 160 («Фельтен и Гильом», Кельн) . .
Холоднотянутая термически улучшенная
проволока диаметром 5 мм, Ст. 150
(«Фельтен и Гильом», Кельн) ....
Термически улучшенная проволока диамет-
ром 5,2 мм, Ст. 160
Овальная проволока (периодического про-
филя € ребрами) ^=20 мм2, Ст. 160 . . .
Холоднотянутая проволока с насеченной по-
верхностью диаметром 4 мм, Ст. 200
(«Фогт и К°», Рейнах, Швейцария) . . .
Холоднотянутая проволока с насеченной по-
верхностью, Ст. 250 ([107] фиг. 399) (Санд-
вик, Швеция)
Семипроволочные пряди, диаметр прово-
локи 3 мм, Ст. 180 («Фельтен и Гильом»,
Кельн)
2. 171. Уменьшение предела выносливости вследствие влияния анкеров
и стыков
Обычно применяемые анкерные устройства уменьшают предел вы-
носливости арматуры: в резьбе это происходит от влияния надреза, в
клиньях — от поперечного давления, в заделках канатов — от холодного
загиба проволок и температурного воздействия заливаемого сплава. Мно-
гие виды анкерных клиновых устройств не выдерживают многократного
повышения напряжений за пределы aev и проскальзывают.
При накатанной резьбе М 27X2 на стержнях диаметром 26 мм из
Ст. 90 завода в Рейнгаузене и постоянном напряжении сгц =4 000 кг/см2
амплитуда напряжений составляет в среднем только 650 кг/см2, если обес-
печено тщательное центрирование анкерной гайки. Амплитуда напряже-
ний при сти = 4 500 кг/см2 повышается приблизительно до 750 кг/см2, если
передачу силы улучшить при помощи гайки по фиг. 3. 27. При кониче-
ской резьбе по фиг. 3. 31 можно повысить амплитуду до 800 кг/см2
(фиг. 2. 31 и 2. 32). Однако если возникает даже небольшой изгиб вслед-
ствие неравномерного прилегания гайки к анкерной плите или неболь-
шого перекоса в стыковой муфте, то предел выносливости снижается [133].
В испытаниях с нецентрированной анкерной гайкой наблюдалось, что
резьба при незначительной амплитуде напряжений разрушалась через
несколько тысяч циклов. Необходимо, следовательно, в динамически на-
груженных сооружениях заботиться о тщательном центрировании анкер-
ных устройств и стыковых муфт или же делать возможные переменные
напряжения малыми, применяя полное предварительное напряжение со
сцеплением.
При клиновых соединениях предельная амплитуда напряжений прово-
локи снижается обычно на 30-г60%. В анкерном устройстве типа Фрей-
60
-1
си i
->cu
8§."§S
в § si
ca ca сача
5t
к J о
*
X-
v
<y
Л
?
' >
%
T^
1
J
1
/
<
*J 1
^ J
^ 1
10 i
Ь
S
<Q to -^ N
>П ifl ^ >n
3 и г
* I к ¦
гни/гн д °ср ппнаншбипн UBQddu ппнхс/эд
я S л «
л ч ~f
^ СО ,>г<
О *з и к
"h *
* э
Л Е
¦о
Гг^ fa
1 §
1^5
3: lb tj
о ct ex
о *
ь е
s «з
4Ǥ
«j
«у
ti Q.
w ^>
=J tj
6-5
H?
u
я H
t-
S ra "* гя
=3
^
^
V
i
Д
Ли
ft
J*
г
jii
/
<¦
6
"in
* I
—\
¦a
to
«SO «3- CM Q> °0
«o to *o eo Ы»
ю ^ ^ О со
*rj W^ »T> lr> o-
QpMjz» § °® nnugmttdum из gad и pnuxdag
no onpe
эстягива
ом 26 л
e^s
>о я 55
о Я Ч
>>~
я ^Я
Н К ?5
00 У о
со QJ
с^а, ,
як '
^ ? л
К Ь m
к w 2
до*
я ? s
Й о *
S о
Ь; я л
s з ч
S ^ о
О) m
X ° i-
О)
н
а
к
я
си
о
w я
« я
sw
? °
*5
u S
Is я
Я Р^>
го VO
о 2
м «»
Н &й
о со
с-.
^4
X
• ^ ?Р I4*
—< CU >>CN
со ао,
-.i ^
Я ж
U S,sj
К Д (D
© ^3
?
RJ
О
J3
СП
си
дин/дх д °9 ппнзн/tfduou uagadu nnnxdag
ex
9b
?
8
t3
*
5;
0
«0
0
1
D
-y
}
L-rL
й
.J
/
¦** J
гчн/ъ*д *°q ппндшибиоч i/agadu nnyxdag
I»
5; x
vj to
8
I*
A)
sgl
e K 2
0 ts a>
л н «
gym
К (Я и
СП
8*
SIS
s о
m *, w
? к ^ о
К
я 5
и 5
|«
й си
6-ч "СУ
3 G
О)
м
со
ft «
л: **
сине, по фиг. 3. 34, был получен предел выносливости около 1 300 кг/см*
пой'су =9 000 кг/см2 и проволоке из стали «Сигма» — Ст. 145/160
(фйг. 2. 33). В динамически нагруженных анкерных устройствах обяза-
тельна безусловно хорошая запрессовка клиновых конусов. Наиболее бла-
гоприятные значения предела выносливости получаются, если поперечное
давление не постоянно, а нарастает изнутри наружу; этого можно до-
стигнуть придание^ анкерной плите соответствующей формы.
В работе [190] есть еще данные об испытаниях на выносливость анкер-
ных устройств с конусами, давших в некоторых случаях низкие ампли-
туды циклов в 800 ^ 1 200 кг/см2 при аи -8 200-ь9 000 кг/см2. Все про-
волоки обломились у начала конуса. Отсюда видно, что в анкеровках
с конусами значительное влияние на предел выносливости оказывают:
уклон конуса, очертание кривой распределения поперечных давлений,
шероховатость поверхности конусов, их твердость и т. п. Поэтому перед
применением новых типов анкерных клиновых устройств необходимо
предпринять тщательные испытания и затем при их использовании по-
стоянно соблюдать те же условия.
В анкерных устройствах с петлями для арматуры «Леоба» (фиг. 3. 16)
получены заслуживающие внимания высокие амплитуды в 1 800 кг/см2
пр1<ти==9 000 кг/см2 (фиг. 2. 34), когда загиб петли, как это на практике
Натяжная голодна
система* металпургич. завода
8 Рейнгауземе
ТХ Ш ПроЬопоки разрушились
о«- ©-е- ПроЬопоки не разрушились
Прадолоки поддергнуты
® предварительному нагру*<енцп>
120
11В
116
11Ь
112
110
108
106
ши\
/02
юо\
98
96
\
ТП"
ч
> г
Mil кольцом "Т
N
Н
Г
J]! без апюмин^Л
I I III! кольца. ^ j |
\\\Ofj~ 90 кг/мм2
Ы
о*»
UnpaBonort
#2,5мм из
стали Сигма
90
005 О, t
Число циклов маърузпи
5Ы0*
Набалццобанпай
гильза
4^JJapo6i
v шайбе
юйба
Фиг. 2. 35. Схема испытания и результаты опытов по определению
пределов выносливости при пульсирующей растягивающей на-
грузке; испытывались пучки проволоки с натяжными головками
МЗР (металлургический завод в Рейнгаузене). Алюминиевое
кольцо расположено в начале натяжной гильзы (по Енихе)
63
обычно и делается, при натяжении увеличивается. Если же петля сначала
изогнута слишком круто, так что при установке сердечника приходится
ее разгибать, то амплитуда пульсирующего цикла снижается поиблизи-
тельно до 1 400 кг/см2.
Наибольшие предельные амплитуды были получены с натяжными
гильзами металлургического завода в Рейнгаузене (фиг. 3.51); у выхода
проволок из натяжной гильзы, между ними и гильзой, помещено алюми-
ниевое кольцо, которое обеспечивает более плавную передачу поперечного
давления на этом участке. С таким алюминиевым кольцом амплитуда
напряжений при (тц=9 000 кг/см2 повысилась до 2300 кг/см2 (для самой
проволоки она равна 2 900 кг/см2), в то время как нормальная натяжная
гильза без алюминиевого коль-
План
Продольный разрез
ца имеет амплитуду в 1 200
кг/см2 (фиг. 2. 35). Алюминие-
вое кольцо должно быть, ко-
нечно, хорошо окрашено для за-
щиты от щелочей раствора, при-
меняемого для обетонировки
арматуры от электрокоррозии.
Закрепление концов прядей
или канатов для усталостных
испытаний особенно трудно. В
испытаниях патентованных ка-
натов с замкнутой оболочкой
диаметром 65 мм из Ст. 145 в
связи с постройкой моста через
Рейн в Розенкирхене [47] были
получены при сгц =3 800 кг/см2
пределы выносливости от 1 790
до 2 700 кг/см2 в зависимости
от того, как закрепляли прово-
локи в заделке каната (голов-
ке). Первыми большей частью
обрывались проволоки в начале
головки, где проволоки при за-
ливке сгибают в разные сторо-
ны и где они подвержены дей-
ствию высокой температуры ме-
талла заливки. Соответствую-
щий такому аа не ухудшенный
предел выносливости холодно-
тянутой проволоки равняется
приблизительно 3,2 т/см2. Ис-
пытания для семипроволочных
прядей из проволоки диаметром
2,5 мм (Ст. 180) при анкеровке
петлями в бетоне, как показано
на фиг, 2, 36, установлен предел
усталости в 2,5 т/см2 при посто-
янном напряжении а =9 т/м2.
При этом разрушения проволо-
ки большей частью происходили
на прямом участке пучка прядей. Таким образом, забетонированные пет-
левые анкеры практически не влияют на предел выносливости арматуры
[180]. Наилучшие пределы выносливости, как показывают эти опыты, дает
на практике анкеровка при помощи петель.
Пряди
Фиг. 2 36. Схема испытания по определению
предела выносливости пучков прядей, анке-
рованных петлями (завод «Фельтен и
Гильом», испытания Исследовательского ин-
ститута по строительству в Штуттгарте)
64
Высаженные по методу ББРФ анкерные головки (фиг. 3. 53) на высо-
копрочной холоднотянутой проволоке приводили только к 25%-ному
уменьшению предела усталости при плавном переходе к анкерной головке,
прилегающей к анкерной плите из мягкой стали — не тверже, чем Ст. 52.
В заказах на проволоку надо указывать заводу-поставщику, что предпо-
лагается устройство анкеровки по методу BBRV, так как для этой дели
поставляется особая холоднотянутая проволока из Ст. 150.
ш
% 172. Необходимое минимальное значение предела выносливости стали
для напряженной арматуры при ои = ову.
При полном предварительном напряжении возможные переменные
напряжения в напряженно армированном железобетоне составляют
Если принять потери напряжения в бетоне от усадки и ползучести в
40 -кг)см2, то при допускаемых для бетона марки 450 напряжениях
получим
Д ав = 6( 180 — 40) = 840 нг/см\
При ограниченном предварительном напряжении Аае может превысить
1 000 кг/см2, вследствие скачкообразного увеличения напряжений во время
возникновения трещин. Поэтому для сооружений, подверженных динами-
ческим нагрузкам, при использовании ограниченного предварительного
напряжения нужно применять стали с минимальным пределом выносли-
вости в 1 200—1 400 кг/см2, при аи=аеа, если по каким-либо причинам не
было отдано предпочтение полному предварительному напряжению. Сле-
дует избегать применения стыковых муфт на растянутых стержнях в
сооружениях, подверженных динамическим нагрузкам, при ограниченном
предварительном напряжении.
При применении тех видов сталей, у которых предел выносливости
лежит ниже этих значений Аае, нельзя использовать допускаемые напря-
жения бетона в динамически нагруженных сооружениях, например в же-
лезнодорожных мостах, особенно в тех случаях, когда предел выносли-
вости снижается наличием стыков в напряженной арматуре.
2. 2. БЕТОН [106, 196, 82, 107]
2. 21. ТРЕБУЕМЫЕ СВОЙСТВА
Для напряженно армированных конструкций желательно по целому
ряду причин применять высокопрочный бетон. Можно использовать вы-
сокую прочность бетона и назначить соответственно малые сечения.
Уменьшение собственного веса делает возможным и экономичным пере-
крытие больших пролетов. Высокопрочный бетон менее подвержен ползу-
чести и усадке, что позволяет уменьшить потери предварительного напря-
жения. Это, однако, не значит, что в отдельных случаях нельзя с успехом
применять в напряженно армированных конструкциях и бетон невысокой
прочности.
Назначаемые при подборе сечений значения пределов прочности бе-
тона должны, с другой стороны, надежно соблюдаться, так как предва-
рительное напряжение фактически создает высокие расчетные напряже-
ния* Нужно поэтому задаваться только такими прочностными показате-
лями и требовать только таких, которые, как показывает опыт, можно
0-3206
65
О 7 28
56 Лии
Возрос и
О пес
обеспечить при имеющихся заполнителях, цементах, средствах для уплот-
нения бетона и квалификации исполнителей.
Так как приходится считаться с разбросом значений прочности бетона
вследствие атмосферных влияний или дефектов, возникающих, несмотря
на тщательное выполнение работ, нужно стремиться получать более вы-
сокую прочность бетона, чем та, которая была принята в расчете. На-
пример, для сооружения, рассчитанного исходя из применения бетона
марки 300, нужно требовать кубиковую прочность не менее ^28 = 400 кг/см2.
Нужно обращать большее внимание
на то, что прочность, полученная при
испытании по DIN 1048 (кубики, вы-
зревавшие при 18-^20°С), не будет до-
стигнута в зимние месяцы на сооруже-
нии, возводимом на открытом воздухе
при низкой температуре, и что бетон,
уложенный вначале в холодных усло-
виях (зимой), даже при наличии тепла
в 'Последующее время (летом) не достиг-
нет той конечной прочности, которую
получит бетон, изготовленный летом.
Бюрер [194] сообщает, что на одном
железнодорожном мосту наблюдалось,
что прочность бетона, уложенного в
сентябре, составляла 545 кг/см2, а уло-
женного в декабре — 291 кг/см2
при прочих равных условиях, причем
прочность декабрьского бетона через
полгода увеличилась только до 322
кг/см2. Средние температуры воздуха в
недели, когда осуществлялось бетони-
рование, составляли 16 и 0°С. Поэтому для зимних строек нужно настой-'
чиво требовать более высокой прочности по данным испытаний на при-
годность и заботиться об утеплении.
Граф приводит данные о влиянии временного воздействия низких тем-
ператур, представленные на фиг. 2. 37 ([106], стр. 119 и 120). Из этих
данных видно, что уже 14-дневное выдерживание на холоде снижает
конечную прочность. Различные цементы ведут себя при этом по-разному,
но пока что не установлено твердо, какой нужно применять цемент, чтобы
свести к минимуму потерю прочности бетона. Глиноземистый цемент
менее чувствителен к холоду, чем другие цементы.
Испытания на пригодность, текущий контроль заполнителей и цемен-
тов, а также постоянное квалифицированное наблюдение за изготовле-
нием бетона и соблюдение большой осторожности при морозах должны
быть обязательными при изготовлении напряженно армированных эле-
ментов.
Кроме прочности, для напряженно армированных конструкций имеют
значение и другие свойства бетона, в первую очередь малые величины
усадки и ползучести. Размеры усадки бетона для определенных условий
выдерживания зависят главным образом от содержания цемента, воды и
раствора в целом, а также от обработки бетона. Следует требовать малого
содержания раствора и воды, а также длительного влажного выдержи-
вания (см. тл. 2. 23). Те же требования ведут к уменьшению ползучести
(см. гл. 2. 24). Должно быть также обеспечено малое тепловыделение при
схватывании [194].
Фиг. 2; 37. Влияние пониженных
температур в первые дни твердения
на прочность бетона (по О. Графу)
66
Песок
Мелкий гравц
\или щебенщ
v Крупный гравии
или щебень
* 90\
*80
Выделяющаяся теплота, особенно в крупных бетонных массивах, сна-
чала накапливается внутри; при последующем наружном охлаждении
возникают большие разности температур, которым молодой, практически
неармированный бетон не в состоянии противостоять, в результате чего
на наружных поверхностях возникают трещины.
Итак, цемент не должен выделять большого количества тепла. Это
означает, что, вообще говоря, следует избегать высококачественных це-
ментов марки 2 42{гили же использовать их, только принимая особые
меры предосторожности, например охлаждение бетона при затвердевании.
Йо этой же причине большое содержание цемента скорее вредно, чем
полезно, так как оно приводит к повышению усадки и экзотермии. Обес^
печив оптимальный подбор крупности заполнителей, можно достигнуть
желаемой прочности при содержании цемента 300—350 /сг/ж3. Если раствор
при таком содержании цемента оказывается недостаточно пластичным,
так как слишком мало содержание зерна крупностью менее 0,2 мм, то
правильнее использовать тонкомолотые добавки, например добавлять
каменную муку или ольфесиль (богатая Si02 летучая зола), чем увели-
чивать количество цемента.
Выполнение изложенных условий обеспечивают тем, что при установ-
лении состава бетона по крупности придерживаются нижней линии G
области кривых ситового анализа по АМВ (фиг. 2. 38). Содержание
песка (зерно крупностью от 0
до 7 мм, без цемента) должно
составлять от 35 до 45% обще-
го количества заполнителя. Во-
обще бетону свойственны тем
меньшие усадка, ползучесть и
теплота схватывания, чем мень-
ше используется раствора для
получения плотной структуры.
Поэтому можно получить луч-
ший бетон для напряженно ар-
мированного железобетона с от-
сеянным зерном, например
крупностью от 0 до 7 и от 25
до 30 или от 40 до 50 мм, чем
при пользовании составом, со-
держащим по ситовому анализу
зерна всех размеров [196].
Составу раствора, т. е. составу по крупности песка с зерном от 0 до
7 мм, нужно уделять особое внимание. Состав ©песка должен безусловно
располагаться в особенно хорошей области кривых ситового анализа по
ЙМВ (фиг. 2. 38).
По Гуммелю [«Beton — ABC», 9-е изд., стр. 69], количество мелкого
песка, крупностью менее 0,2 мм, должно составлять (по отношению ко
всем добавкам):
при содержании цемента 400 кг}мв и более от 0 до 3%
350 . „ . „ 4 . 5о/о
300 . „ . „ 6 , 7%
200 „ , „ . 8 „ 10 о/о
Если мелкого песка нет, то можно рекомендовать добавление трасса
или кварцевой муки.
Можно запомнить следующее простое правило: цемент + мелкий песок
(от 0 до 0,2 мм) вместе должны составлять на 1 мг бетона от 380 до
440 кг.
02 1 -
-*-\Ло гарифми
чес кая шкала п
Величина отверстия сита б мм —
Фиг. 2. 38. Применение по крупности зерна
заполнителя для бетонов, используемых в
напряженно армированных конструкциях,
по кривым ситового анализа АМВ
5*
67
Количество раствора в бетоне будет тем меньше, чем больше крупность
заполнителя. Не следует бояться применять для строительных элементов
толщиной более 20 см заполнитель крупностью до 50 мм. Конечно, при
этом предполагается, что арматура так законструирована, что можно
уложить бетон со столь крупным зерном. Нормальным размером зерна
крупного заполнителя следует считать 30 мм. Бетоны с максимальной
крупностью зерна 15 мм следует применять только в тонких сборных
элементах или в местах особенно густого расположения арматуры, на-
пример в области анкеров напряженной арматуры.
Равномерные смеси получаются в том случае, если доли зерен разной
крупности дозируются по весу, а не по объему, так как при дозировании
по объему количества материала, в особенности мелкозернистого, в зави-
симости от его влажности и плотности могут оказываться очень различ-
ными. Дозирование заполнителей по весу, которое предписывается прави-
лами, например для строительства автострад, должно поэтому стать обя-
зательным для предварительно напряженного железобетона. Если все же
приходится иметь дело с заполнителями разного объемного веса, то это
нужно учитывать, так как кривые ситового анализа заполнителей по-
строены для материалов одинакового объемного веса. Цемент безусловно
должен дозироваться по весу.
Прочность бетона существенно зависит от содержания воды
'(фиг. 2. 39). Оно выражается водоцементным фактором В/Ц, т. е. отно-
шением веса воды к весу цемента, причем учитывается и вода, содержа-
щаяся в заполнителях. Потребное количество воды определяется конси-
стенцией (жесткостью) бетона, приемлемой для предполагаемого метода
уплотнения и насыщения ар-
мирования. Бетон для напря-
женно армированных кон-
струкций должен, как правя*
ло, уплотняться высокоча-
стотными вибраторами. Соот-
ветственно нужно выбирать '
консистенции от типа влаж-
ной земли до жесткопластич-
ной. Консистенцию целесооб-
разно определять «степенью
уплотнения» по Вальцу [82].
Для крупных элементов
пригодны внутренние вибра-
торы, для тонкостенных эле-
ментов — наружные вибра-
торы тисковые и поверхност-
ные, для малых сборных де-
талей — вибростолы. При
применении вибраторов нуж-
но следовать соответствую-
щим указаниям DIN 4235.
При виброуплотнений вы-
сокое содержание воды определенно вредно, потому что на вибрируемых
поверхностях происходит расслоение смесей. Исходя из этого, как пра-
вило, водоцементное отношение не должно превосходить 0,45. Желательны
значения от 0,38 до 0,42. Однако доказано на практике, что при под-
ходящем составе по крупности можно надежно уплотнять бетон с водо-
цементным отношением от 0,34 до 0,38.
Если при густом расположении арматуры нельзя обработать столь
жесткий бетон, то можно уравновесить ущерб, наносимый прочности по-
?00
500
Ш
300
100
/
i
"ч\
Вопоме
,Граф
^Фере
\
и
^^
N
. *, -
^гг
0,2 ОМ 0,6 0,6 1,0
водоцементное отношение
12
U1*
Фиг. 2. 39. Зависимость кубиковой прочности бе-
тона W*s от водоцементного отношения при благо-
приятном составе по крупности и виброуплотнении
для цемента марки Z 325
68
вышенным содержанием воды, путем увеличения содержания цемента
([82], стр. 14) (фиг. 2.40а и 2.406). Но высокое содержание цемента уве-
личивает усадку и ползучесть и повышает стоимость бетона.
Количество цемента, требуемое для получения определенной марки
бетона, зависит также от марки цемента и притом не от марки, указан-
ной в сертификате, а от фактической прочности при сжатии цемента в
пластическом растворе через 28 дней Np^ по DIN 1164. Для установления
^состава смеси необходимо испытание пригодности бетона на DIN 1048.
Правильный подбор состава бетона облегчается работами Ф. Клуге [97].
Вадоцементное отношение
Фиг. 2. 40а. Определение В/Ц для опре-
деленных марок бетона и цемента; бетон
на мелком заполнителе, особо тщательно
уплотнен (объем пор < 0,5%) (по
Ф. Клуге)
Примечание. Этот график слу-
жит для ориентировки при выборе В/Ц
Значение В/Ц определяется окончатель-
но испытанием пригодности бетона по
нормам DIN 1048
0,30 0,к0 0,50 0,60 0,70 0,80 0,90 1,00 1,10
Водоцементное отношение
Фиг. 2. 406. Определение содержания це-
мента и воды на Л м* бетона в плотном
теле с учетом водоцементного отноше-
ния, состава заполнителя по крупности
зерна, размеров зерна и консистенции
(по Ф. Клуге) *'
Состав зерна приемлем 0—7 мм, смесь пла-
стична 1—1
Состав зерна особенно хорош 0—7 мм, смесь
пластична 2—2
Состав зерна приемлем 0—30 мм, смесь пла-
стична 3—3
Состав зерна приемлем 0—30 мм, смесь как
мокрая земля 4—4
Состав зерна особенно хорош 0—30 мм, смесь
пластична 5—5
Состав зерна особенно хорош 0—30 мм, смесь,
как мокрая земля 6—6
Состав зерна особенно хорош 0—70 мм, смесь,
как мокрая земля 7—7
Важнейшие кривые из этой работы воспроизведены здесь на фиг. 2.40а
и 2.406. По фиг. 2. 40а определяем необходимое водоцементное отношение
для данной марки цемента и значения прочности бетона. При этом пред-
полагается, что состав по крупности взят в особенно хорошей области.
Затем по фиг. 2. 406 определяем необходимое количество цемента при най-
денном В/Ц, действительном составе по крупности и предполагаемой кон-
систенции бетона; одновременно определяется и количество воды. Для
определения необходимого количества заполнителей на 1 ж3 следует
обратиться к подбору состава по Клуге. «Инструкция по приготовлению
бетона» Германских государственных железных дорог содержит необхо-
димые данные в краткой понятной форме. Наконец, можно достигнуть
хороших результатов, повышая содержание цемента, как показывают
опыты Графа и Вальца (фиг. 2. 41). Однако результат при количестве
Цемента Z > 360 кг/м? не находится ни в какой связи с затратой мате-
риала. Марка цемента (качество) важнее, чем его количество.
Так как содержание воды играет столь большую роль в достижении
желаемых свойств бетона, то в принципе следовало бы применять до-
69
бавки, которые снижали бы поверхностное натяжение воды и тем самым
облегчали смачивание заполнителей, в особенности зерен цементов. В ка-
честве таких добавок можно здесь назвать, например, пластимент и бетон-
пласт. Так как существуют цементы, для которых эти добавки вредны,
-^>сО to 5 П Р>
О.
о
to
.,-,-, О» -,
<*5
If»
М
т^
3
020
0,30 O.UD 0,50 0,60
додоцементное отношение <
аю
0,80
0,90
Фиг. 2.41. Жесткий вибробетон приблизительно одина-
ковой консистенции (проба иглой 2ч-5 см) из нормаль-
ного портландцемента S и портландцемента особо высо-
кого качества D. Желаемая консистенция при низком
значении водоцементного фактора получается только
при экономически невыгодном высоком содержании це-
мента
ч50{
Ш
%35о\
1зоо\
| ад
flSD
S 100
? 50
О
i/1
п
к
и*
S
—
""
без
пос
«tl
педу
"Q
'
Юиц
5ра(
ей о
—-^
бра
•ХГЪ
Г"_)— -
)отка
)от
ft/
1
-.Время меж- 6Э0Г
щЬетониро-
Авапием и на- .
[несениемпо- 560}^
-\крытия
Начало схдагпыЬанир
ЗчасаВ
а г ч б в
Ю 72 1ч 15 /8 Ю 22 24 26 28
Время д дня*
Фиг. 2. 42. Уменьшение испарения воды из
призм в раннем возрасте, изготовленных из
раствора (размер призм 15X30x5 см; вы-
держиваются при 38° С, влажности 21°/о,
содержание цемента 2=700 кг/см\ В/Ц—
—0,4), при помощи покрытия, в различные
сроки после уплотнения раствора
?> 70
Обработка поЬь)сила прочность
до 620 кг/смг без обработки 25чиг/с
0 2 ч 6 б Ю 12 М 15 13
время между бетонированием и нанесением
покрытия в часа*
Фиг. 2. 43. Влияние времени нанесения
покрытия на предел прочности при
сжатии призм 5x15x15 см из того же
раствора, что на фиг. 2. 42
то целесообразно выяснить подходящую дозировку и сорт цемента по
местному опыту в ближайшей лаборатории испытания материалов или
консультативном бюро по цементу.
Воздухововлекающие добавки не дают сколько-нибудь заметных выгод
с точки зрения свойств, требуемых для напряженно армированных кон-
струкций. Их поэтому следует применять только в том случае, если для
этого имеются другие основания.
70
Бетон необходимо выдерживать во влажном и теплом состоянии по
меньшей мере в течение первых 8 дней, лучше — еще дольше. Нельзя
отводить тепло схватывания, слишком быстро увлажняя бетон холодной
водой; следует вместо этого покрывать его влажной мешковиной, мелким
мокрым песком или мокрыми соломенными цыновками. Дополнительно
можно замедлить высыхание, покрывая бетон битуминозной эмульсией,
антисолем и др.
По последним американским опытам [166], наилучших результатов до-
стигают, опрыскивая поверхность бетона уже через 2 часа после его
woo -
I доо\
> 800]
«о I
«С 700
I Б0°\
о I
э I
§¦
о Щ
I ш\
$ зоо1
о
Фиг. 2.44. Влияние пропаривания при 95° С на ку-
биковую прочность бетона с содержанием цемента
в 525 кг1м*л В/Ц=0,4; после отжатия воды под дав-
лением 140 кг/см2 водоцементное отношение умень-
шилось до 0,29; бетон испытан в возрасте 6 час. (по
Рошу)
укладки, т. е. сейчас же после начала схватывания, уплотняющим сред-
ством, которое на несколько недель почти полностью прекращает испа-
рение воды. Из рассмотрения фиг. 2. 42 следует, насколько сильно
потеря влаги уменьшается от этого покрытия, а фиг. 2. 43 показывает,
что такая мера сильно влияет на прочность бетона при сжатии и, следова-
тельно, убеждает в необходимости последующей обработки.
Для деталей заводского изготовления можно применять другие спо-
собы обработки, например паром и т. п. По Рошу ([70], стр. 6), доста-
точно пропарить бетон в течение 4 час. при температуре 95°С, чтобы через
6 час. получить высокую начальную прочность в 500—600 кг/см2
(фиг. 2. 44). Пропаривание для вызревания применяется, например, при
изготовлении из напряженно армированного железобетона шпал и сбор-
ных балок, для того чтобы иметь возможность через короткое время
обернуть опалубку. Самой высокой прочности бетона достигают, при-
меняя совместно высокое давление, вибрирование и прогрев [223].
2. 22. ПОВЕДЕНИЕ БЕТОНА В УПРУГОЙ ОБЛАСТИ
Поведение бетона в упругой области нельзя описать так ясно, как
поведение стали. Диаграмма деформирования (напряжение в зависимо-
сти от укорочения) не прямолинейна (фиг. 2. 45), так что, строго говоря,
Для каждого напряжения действителен свой модуль упругости.
501
Ч1Ч
5В0
5W ^^V
2 4
Время пропариванця В часах
71
zw/2xg О
\
с
\1
""¦•ч
~1
^^
^
I
J
^¦l
^*wN»
i4!
1 g
Ч>
>o
о
о
ч / N
^v
2
4 >^
4^>
! €
>5v
с
3 с
1
!———1
)
гыэ/зи g 9 ипшомэ апизн/ис/иац
Только при кратковременных нагружениях деформация сохраняет
линейный характер; если однако нагрузка действует более длительно или
повторяется, то возникают пластические деформации, рассмотренные
в 2. 24 (фиг. 2. 46). Растяжение и сжатие отличаются по величине пре-
Укорочение € д °/оп ид_и,, цаа-
Фиг. 2. 47. Совпадение кривых а—е, рассчитанных по урав-
нению (2, 1), с результатами измерений для бетона с
Р =320 кг/см2 (по Рошу)
Дельных деформаций. Предельное значение деформации при разрушении
от сжатия почти не зависит от прочности и составляет 1,8—2%о; если воз-
никает большее значение относительной деформации сжатия, то нужно
Иитывать наступление внутренних изменений структуры еще до раз-
Шшения.
73
Рош ([107], стр. 3) приводит гиперболическое уравнение кривой, выра-
жающей зависимость деформаций от напряжений сжатия; это уравнение
достаточно точно совпадает с измеренными значениями (фиг. 2. 47):
е„. = ^- + о,1 т^гЛ : = -?- + •„¦ (2-1)
ges "
1000(vpp — а)
-el
Здесь
а
с
Ё7
— модуль при чисто упругом укорочении;
— напряжение сжатия;
— упругое укорочение;
е
'el
•pi
— остаточное или пластическое укорочение;
— коэффициент, зависящий от вида бетона; для вибрированного бе-
тона марки от В 450 до В 600 — от 1,15 до 1,2; марки от В 300 до
В 400 — от 1,1 до 1,15;
7 — призменная прочность, равная 0,8 $w {$w — кубиковая проч-
ность).
Для Ее1 Рош дает еще следующее опытное значение:
&— для с<0,бр,.
?„ = 550 000
ft,+ 150
(2.2)
Модуль Ее1 на 10 -ь 15% больше, чем тот, который соответствовал бы
касательной, проведенной в точке сг — 0; для последнего получается сле-
дующее значение:
J__j 0,1
'Е.
\dajQ = о
(2.3)
'el 1000VP,
Касательная к гиперболе в любой точке дает модуль деформации Ег
(включая остаточную деформацию), определяемый из выражения
J^ rf^ Jl 0 ,lvj3p
Е'~~ ~~
(2.4)
da Eel 1000 (vp, —а)3
Член ер1 в уравнении (2. 1) дает хорошую оценку остаточных дефор-
маций, возникающих при первом нагружении и достигающих при высоких
направлениях значительной величины.
При многократном нагружении линия от — е располагается так, что
в области допускаемых напряжений она примерно параллельна линии
Ее1 (фиг. 2. 46) и стабилизируется, т. е. остаточные деформации прекра-
щаются. Кривая деформаций при разгрузке располагается приблизительно
параллельно линии Ее1.
Многократно нагружаемые сооружения ведут себя, таким образом,
после немногих начальных нагружении как вполне упругие, если только
длительно поддерживаемые изменения нагрузки не вызовут процесса
ползучести.
Относительно малые деформации бетона нет нужды определять так
точно, как деформации стали; на практике при расчете деформаций бетона
довольствуются следующими средними значениями модулей упругости Е,
приведенными в DIN 4227.
Марка бетона
в кг}см2
Модуль упругости в кг/см2 . . .
Коэффициент поперечного расши-
рения т
В 225
240 000
От 6 до 7
В 300
300 000
От 5 до 6
В 450
350 000
Ог
В 600
400 000
От 3 до 4
74
Коэффициент Пуассона т для бетона тоже имеет различные значения
в зависимости от прочности и напряжения, и в расчет вводятся его сред-
ние значения, причем большие значения относятся к низким напряже-
ниям. Следовательно, т уменьшается с ростом напряжений или удельное
поперечное уширение сжатой призмы увеличивается с ростом напряжений.
Для больших сооружений целесообразно при испытании пригодности
заполнителей определить также фактическое значение модуля упру-
гости Е, в особенности если предполагается впоследствии произвести на
объекте измерения для проверки достигнутого напряжения сжатия.
При сравнении расчетных деформаций с измеренными на сооружении
могут обнаружиться значительные расхождения. Модуль упругости может
существенно отличаться от принятого в расчете значения вследствие вли-
яния температуры, времени и влажности. Большое значение имеет более
или менее стесненная поперечная деформация в зависимости от формы
элемента и характера армирования, вызывающая пространственное на-
пряженное состояние, в то время как расчет деформаций большей частью
сильно упрощен и исходит из одноосного напряженного состояния.
Стесненная поперечная деформация уменьшает также и продольную
деформацию, так что измерения могут дать более высокое кажущееся
значение модуля упругости. Кроме того, уже через короткое время на
упругую деформацию накладываются пластические явления ползучести.
.Расчетные значения деформаций бетона оказываются, таким образом,
лишь грубо приближенными, если не учтены все эти влияния.
В сооружениях, возведенных давно, следует учитывать рост модуля
упругости с увеличением прочности [см. уравнение (2. 2.) и фиг. 2. 47].
Увеличение модуля упругости по сравнению с его значением для 28-днев--
ного возраста при нормальных условиях выдерживания может составить
от 10 до 15%.
2. 23. УСАДКА БЕТОНА
2. 231. Что влияет на усадку?
Усадка представляет собой укорочение от высыхания, при котором
избыточная вода, введенная при затворении, испаряется, и обволакиваю-
щая цементные частицы масса геля, постепенно твердея, сжимается.
Мсадка бетона по всем трем направлениям примерно одинакова. Размеры
усадки, т. е. укорочение е„ зависит, следовательно, главным образом от
степени высыхания и, значит, от
влажности, температуры и возду-
хообмена вокруг бетона. В воде
бетон увеличивается в объеме, в
холодном влажном воздухе его
усадка меньше, чем в сухом теп-
щом. Усадка es должна поэтому
связываться с относительной влаж-
ностью воздуха и температурой
окружающей среды. В условиях
климата Средней Германии прини-
мают относительную влажность
воздуха (о. в.) на открытом воз-
Духе в 60^80%, в сухих зда-
ниях — 30^40%.
Бетон может отдать тем боль-
ше влаги и дать тем большую
усадку, чем больше было добав-
5
5
^ 0,2
*:»
?0,5
? 0,7
I o.s
* 0,9
\,
-
ч
\
....6.
л
V-
\
о
700 К
\
ч
i
V
о
\
о \
ос4
ч
\
ч.
о
Ц-31
X
>0к*
Ч
\
(м3
ч
ч
чн
' й 0t1 0.2 0,3 D,4 0,5 0,6 0J 0,д 0,9 ;,0 V 1,2
Водоиементное отношение •¦¦„, &.
Фиг. 2. 48. Зависимость размеров усадки
малых призм из раствора после выдержи-
вания в течение 119 дней на открытом воз-
духе от водоцементного отношения и со-
держания цемента (по О. Графу)
75
лено воды при его изготовлении. Размеры усадки, таким образом, сильно
зависят от водоцементного фактора В/Ц (фиг. 2.48). В жирных смесях
усадка относительно больше, чем в нормальных, так как сжатие цемент-
ного геля возрастает с увеличением количества цемента. Поэтому усадка
раствора сама по себе в 2 с лишним раза превышает усадку бетона. Проч-
ность бетона мало влияет на размеры усадки.
Хотя различные виды цемента дают в призмах из цементного теста
весьма различные размеры усадки, но в бетоне эти различия сказываются
не сильно ([106], стр. 181). Применение того или иного из стандартных
0 8 16 30 60 /52 0 15 30 Б0 90 ПО О В IS 30 SO Дни 120--30Т
as Выдер/нийание на Воздухе «Ц-в ВыдертиВание б Воде -*~Т*—Выдергивание на воздухе
Фиг. 2. 49. Усадка и разбухание призм из бетона на различных заполнителях
(по О. Графу)
цементов мало влияет на усадку бетона. Вода связывается не только
цементом, но также и мелкозернистым песком. В соответствии с этим
богатый раствором бетон дает большую усадку, чем бетон, бедный
раствором.
Если бетонный элемент после выдержки в воздухе поместить в воду,
от он опять увеличивается в объеме, Здесь влияют те же факторы, кото-
рые были упомянуты при рассмотрении усадки.
Характер заполнителей также сильно влияет на усадку и разбухание,
как следует из фиг. 2. 49. Бетон на заполнителях из ракушечника при
выдерживании в воде сильно увеличивается в объеме по сравнению
с первоначальными размерами и в конце концов дает минимальные раз-
меры усадки.
Песчаник (Buntsandstein) вследствие очень больших значений усадки
и разбухания не следует применять в бетонах для напряженно армиро-
ванных конструкций.
Наконец, бетон дает большую усадку, если он рано начнет высыхать,
и меньшую, если он может долгое время вызревать в условиях высокой
влажности. Размеры усадки зависят, таким образом, от степени вызрева-
ния к началу высыхания/,. Нормальное выдерживание во влажном со-
стоянии в течение первых 28 дней не приводит при этом к большой раз-
нице в конечных размерах усадки (фиг. 2. 50); значение имеет пребыва-
ние во влажном состоянии в течение года, что может быть осуществлено
последующей обработкой путем устройства уплотняющих покрытий по
американскому образцу.
76
В бетонных элементах небольших размеров усадка проявляется бы-
стрее и в больших размерах, чем в крупных, так как первые высыхают
быстрее. У больших элементов нарастание прочности при высыхании идет
быстрее, чем у малых, благодаря чему уменьшаются размеры конечной
усадки.
,05.70%
Только усадка
1500 Дни 2000 <§
Продолжительность испытаний
¦фиг. 2. 50. Кривые усадки при выдержива-
нии и различных условиях начальной влаж-
ности. Конечные размеры усадки при обыч-
ной продолжительности последующего вы-
держивания (заштрихованная полоса) мало
отличаются друг от друга (по Рошу)
г'
S
3D
~7s
60 \
^5
У
у
/
1
2
'Ш%
ЗЩГады*
0 3 7 28 90 1В0 355Дни
Продолжит ел ьность Вы суш и бания
Фиг. 2. 51. Изменение во времени
усадки (в °/о к конечным значениям
усадки) малых призм в постоянных
условиях влажности и температуры.
Возраст к началу высыхания около
14 дней
2. 232. Изменение усадки во времени
Измерения усадки осуществляются в лабораторных помещениях
€ регулируемыми условиями выдерживания на призмах размером от
10X10X50 до 20X20X100 см при 80°С и различных о. в. При таких
постоянных условиях усадка протекает, как показано на фиг. 2. 51,
быстро — в течение первого квартала, а через год достигает 'от 60 до
80% конечного размера. В столь малых призмах усадочные процессы
завершаются приблизительно через 5 лет; в больших бетонных элементах
усадка прекращается только через 10—15 лет, что служит признаком
достижения равновесной степени высыхания.
В сооружениях очертание кривой усадки меняется не так плавно, так
как здесь сказывается каждое изменение влажности воздуха и темпера-
туры. На открытом воздухе зимой или летом при длительной дождливой
погоде бетон не дает усадки; наблюдалось даже увеличение размеров
вследствие разбухания на мостах с непосредственным использованием
бетонной проезжей части в качестве полотна дороги (см. гл. 2. 25).
В соответствии с этим усадка или разбухание в сооружениях, расположен-
ных на открытом воздухе, практически никогда не заканчивается.
2„ 233. Какие размеры усадки нужно учитывать в напряженно
армированном железобетоне?
Для потери предварительного напряжения в арматуре имеют значение
размеры усадки, начиная с момента создания предварительного напря-
жения. При конструкциях со сцеплением (стендовое изготовление) нужно,
¦следовательно, принимать во внимание полные конечные размеры усадки;
Для конструкций, в которых предварительное напряжение создается после
бетонирования, можно путем обработки бетона уменьшить укорочение от
Усадки, проявляющейся после создания предварительного напряжения.
Условия при этом не те, что в обычном железобетоне, где усадка имеет
малое значение и стеснена стержнями арматуры, которые сопротивляются
Укорочению бетона. В арматуре при этом возникают сжимающие напря-
77
жения, а им противостоят растягивающие напряжения в бетоне, которые
могут привести к образованию усадочных трещин. Эти напряжения в
бетоне несколько ослабляются проявлением ползучести. Конечные раз-
меры усадки благодаря этому уменьшаются в зависимости от коэффи-
циента армирования. Поэтому DIN 1045 устанавливают для сооруже-
ний из железобетона относительно малые размеры усадки — 0,15%о.
В напряженно армированном железобетоне усадка никогда не бывает
стеснена действием натягиваемой арматуры. При условиях опирания, не
нарушающих статической определимости конструкции, усадка не вызы-
вает дополнительных напряжений в бетоне, а значит, и нет связанной
с усадкой ползучести, если не принимать во внимание действия ненапря-
женной арматуры. Это основное различие становится понятным, если
вспомнить, что в обычном железобетоне усадка производит и накапливает
работу, создавая сжимающие напряжения в заложенной в бетон арма-
туре, тогда как в предварительно напряженном железобетоне растянутая
арматура производит работу на перемещениях бетона, когда ее предвари-
тельное напряжение уменьшается. Предварительно напряженная арма-
тура благоприятствует, следовательно, укорочению от усадки, которое
поэтому проявляется в предварительно напряженном железобетоне в
большей степени, чем в обычном железобетоне.
Для применяемых в предварительно напряженном железобетоне марок
бетона 1В 300 и выше при содержании цемента 350—400 кг!мъ и среднем
водоцементном факторе от 0,4 до 0,45 на основании многочисленных опы-
тов [75, 107, 196] нужно принимать конечные размеры усадки в 0,3~^0,4%о
при нахождении на открытом воздухе (о. в. 60-^-80%) и в 0,4-ь0,5%о при
нахождении в сухих условиях (о. в. 30-н40°/оо*), если бетон, как обычно
на строительстве, выдерживают во влажных условиях только 1—2 недели.
Как уже указывалось, при рассмотрении фиг. 2. 50, для заметного
уменьшения размеров усадки нужно проведение последующей обработки
в течение столь долгого времени, что на практике это едва ли возможно.
Поэтому уменьшение расчетных конечных размеров усадки со ссылкой т
на нормальную последующую обработку не оправдано.
Если бетон после влажной последующей обработки до его обжатия
(выполняемого после бетонирования) может подвергнуться усадке при
теплой сухой погоде, то часть укорочения от усадки образуется до натя-
жения арматуры; эту часть для тонких элементов (с размером сечений
от 10 до 20 см) можно определить по фиг. 2. 51. Для определения потерь
предварительного напряжения нужно тогда принять во внимание только
остающуюся часть усадки. На практике, исходя из того, что большей
частью имеют дело с элементами более крупных размеров и с недоста-
точно устойчивыми температурными условиями, следует вычитать только
половину значений, определяемых по фиг, 2. 51, т. е. при продолжитель-
ности усадки в 28 дней округленно снижать на 20% конечные размеры
усадки.
Для сооружений, находящихся на открытом воздухе при пониженной
температуре, это уменьшение размеров усадки в расчете применять не
следует.
На основании изложенного в 2. 231 можно допустить уменьшение
приведенных выше расчетных конечных размеров усадки, если очень
низко содержание цемента и раствора, а также мало водоцементное отно-
шение или же элементы крупнее, чем призменные образцы.
Наоборот, размеры усадки нужно повысить, если содержание цемента
больше 400 кг!мьу В/Ц выше 0,45 и содержание раствора превышает 50%.
* См. также пояснения об относительной влажности в 2.246.
78
Все эти важные влияния, отражающиеся на усадке бетона, можно оха-
рактеризовать объединенным коэффициентом усадки 5 и выразить конеч-
ные размеры усадки с его помощью. Из названных факторов образуется
следующий критерий (Kennwert К):
К—
W ZM WM
Здесь
\Td
'\Td
(2.5)
Z
вес воды
вес цемента
Z — содержание цемента в кг1м*\
М — содержание раствора, равное весу заполнителя крупностью-
от 0 до 7 мм (без Z);
d — средняя толщина конструкции в см,
В конструкциях, разные части которых имеют различную толщину:
d:
где dn — толщина; ln — длина каждой из граней, соприкасающейся
с воздухом. Однако большей частью решающее значение имеет толщина
того элемента, в котором расположена напряженная арматура.
Для стендайого изго-
тодлрнир и если бртон
дыдержидапи д гечемие
0,50- Здмей
од ЮО 90 70 % 35
д боде \маддсдой шаотгсры-] д.закрытом суком
том боздцхв помещении
Фиг. 2. 52. Влияние длительности выдер-
живания во влажном состоянии на ко-
нечные размеры усадки бетона среднего
качества с критерием К — 30, при различ-
ной относительной влажности воздуха
(по Рошу)
| ор\
4 0,6
io,5
So
*oJ
0,1
I
ко
/
^
»
*г^
^m
к J
5 10
20
30 UO
50 60
10
Фиг. 2. 53. Коэффициент усадки s
в зависимости от критерия К для
определения ожидаемых конечных
размеров усадки s.e^
Рассмотренные выше нормальные конечные размеры усадки представ-
лены на фиг. 2. 52. Влияние критерия /\ учитывается умножением этих
размеров усадки на коэффициент усадки s, взятый из фиг. 2. 53. График
5 = / (ft) нуждается, естественно, в дальнейших подтверждениях изме-
рениями.
Значение К ~ 30 соответствует В/Ц = 0,45, Z = 400 кг/мг, М = 0,45,
d=20 см.
Так как размеры усадки играют не слишком большую роль в потерях
предварительных напряжений арматуры, то рекомендуется с осмотритель-
ностью пользоваться уменьшением размеров усадки и рассматривать сде-
ланные неблагоприятные допущения относительно усадки как желатель-
ный резерв предварительного напряжения.
79
2. 24. ПОЛЗУЧЕСТЬ БЕТОНА
2„ 241. Зависимость ползучести от нагрузки и модуля упругости
Если бетон подвергается нагрузке какого-либо вида в течение дли-
тельного времени, то вызванная при этом деформация продолжает расти
все время и прекращается только через несколько лет. В то время как
при кратковременном нагружении начальная деформация упругая, по-
добна деформации пружины, эта последующая деформация — остаточ-
ная, пластическая; ее называют ползучестью и объясняют пластическими
свойствами влажного геля1.
Ползучесть проявляется при всех видах деформации, в том числе при
поперечном расширении сжатого тела.
Ползучесть зависит от еще большего числа факторов, чем усадка. Строе-
ние зерна заполнителя, его форма, вид породы, из которой состоит запол-
нитель, содержание цемента, вид цемента, водоцементный фактор, сте-
пень уплотнения бетона, степень вызревания до нагружения конструк-
ции, температура и влажность при вызревании и во время нагружения,
размеры нагруженного элемента и степень напряженности — все это
влияет на размеры ползучести. Неудивительно поэтому, что, несмотря на
множество исследований, наши сведения о ползучести до настоящего вре-
мени весьма неполны и при оценке ее размеров приходится пользоваться
приближенными допущениями.
Многие из перечисленных факторов влияют также и на упругую де-
формацию бетона. Проведенные до сего времени испытания показали,
что размеры ползучести ek зависят приблизительно линейно от упругой
сг
деформации s^=-^-. Для этой зависимости введен коэффициент ползу-
чести 9:
<тд,= ср— или <р = -?- = -?-. (2.6)
Е а ее1
Линейная зависимость от упругой деформации достаточно точна для
сжатия, изгиба и растяжения, пока напряжения остаются ниже примерно
0,3 W28. При более (высоких напряжениях приходится считаться -с уси-
лением ползучести.
При кручении также можно считать ползучесть пропорциональной
упругой деформации. Здесь в зависимости входят т и модуль сдвига G.
Из теории упругости известно, что
G = - ¦?. (2.7)
2(w+l)
Так как коэффициент Пуассона для бетона колеблется в пределах от
3 до 7, то из (2. 7) следует, что размеры ползучести от напряжений сдвига
должны быть приблизительно в 2,5 раза больше, чем от напряжений рас-
тяжения или сжатия. Опыты Дьюка и Дэвиса [64] подтверждают это.
При разгрузке после начальной упругой обратной деформации также
наблюдается пластическое изменение в обратном направлении, напоми-
нающее ползучесть при растяжении. В этом случае говорят, что в бетоне
идет пластическое восстановление; оно длится всего несколько дней;
основываясь на нем, в наших расчетах принимают, что сечения остаются
плоскими, несмотря на деформации ползучести.
1 Гипотезы о существе явления ползучести предлагались и исследовались Фрей-
сине [20], Пухером [90] и Гелером [26].
80
Отношение — не охватывает влияния температуры и влажности окру-
жающей среды, химического возраста (степени вызревания) в момент
нагружения и факторы, объединенные в критерии К. Эти влияния нужно
учитыёать, изменяя <р; по этому пути успешно пошли Дишингер и Рюш с
учетом работ многочисленных исследователей [38], чтобы просто опреде-
лять расчетом размеры ползучести ek. [
2. 242. Изменение ползучести во времени
Изменение ползучести во времени при постоянных условиях характери-
зуется кривой на фиг. 2.54. В малых призменных образцах 12X12X50 см
ползучесть проявляется дольше, чем усадка, — от 8 до 10 лет.
В сооружениях ползу-
честь наблюдается еще доль-
ше— в зависимости от темпе-
ратуры бетона и поперечных
размеров (см. 2. 251). Это
видно также из того, что в
конструкциях предваритель-
но напряженного железобе-
тонного моста в Ауэ (Сак-
сония) , осуществленном в
1936—1937 гг. [38], в кото-
ром предварительное напря-
жение было создано по Ди-
шингеру посредством распо-
ложенных снаружи стержней
• из Ст. 52, подвергнутых за-
тем, как полагалось, повторному натяжению, после воины (т. е. примерно
через 10 лет) появилось множество трещин, объясняемых укорочениями
от ползучести. Как и при усадке, постоянный прирост ek задерживается
понижением температуры или увеличением влажности. В сооружениях
на открытом воздухе зимой ползучесть прекращается.
Для расчетных целей пользуются кривой постоянной ползучести. Де-
формация от ползучести, образовавшаяся по истечении времени t, опре-
деляется коэффициентом ползучести yt\ она относится к упругой дефор-
мации е?/=1. Конечный коэффициент ползучести, характеризующий
достигнутое через положительное время прекращение деформации, обо-
значаем <рсо или просто ср.
Такая общая деформация et по истечении времени t, включая упругую
деформацию, будет
в, = |Ч1 + ЧР,). (2.8)
При расчете напряженно армированных конструкций нужно знать
главным образом конечные размеры ползучести или коэффициент ползу-
чести срсо и дополнительные условия, определяющие ее развитие.
Если через некоторое время бетон разгрузить, то он восстанавливает,
пока его возраст мал, свои размеры до Vs упругой деформации, а при
большем возрасте — уже только до Vio eet.
Ползучесть при восстановлении размеров, следовательно, относительно
мала и обычно не принимается во внимание ([70], фиг. 2.24).
Фиг. 2, 54. Изменение во времени ползучести
сжатых призм 12X32X50 см из бетона марки
400 при постоянной температуре и влажности.
Возраст бетона при нагружении 14 дней, о, в.
70»/о при сь ^200 кг/см* (по Рошу)
6-3206
81
Только ползучесть
(p-W
О 500 1000 1500Дми
Лродолщигпельмость испытаний «»
2. 243. Зависимость коэффициента ползучести от климата и степени
вызревания
Температура и относительная влажность оказывают на ползучесть
влияние, аналогичное их действию на усадку; химический возраст, т. е. сте-
пень вызревания к началу нагружения, оказывает существенно большее
влияние. Ползучесть бетона проявляется тем больше, чем теплее и суше
окружающий воздух, т. е. чем силь-
нее бетон высыхает. На фиг. 2. 55 по-
казаны кривые ползучести для приз-
мы 12X12X36 см, подвергнутой осе-
вому сжатию в 100 кг/см*, после раз-
личной продолжительности тверде-
ния; призма изготовлена из бетона
В 480, содержание цемента Z =
= 300 кг/м*, марка цемента Z 225,
В/Ц - 0,5 (критерий К « 14), Е «
^380 000 кг/см2, выдерживание на
воздухе с о. в. 35 и 70% при 18° С.
На фиг. 2. 56 даны только конечные
коэффициенты ползучести несколько
пластичного бетона в зависимости от
влажности при 18° С и для различно-
го возраста бетона к моменту нагру-
жения. Из многочисленных, испыта-
ний такого рода получены показан-
ные на фиг. 2. 57 различные конеч-
ные коэффициенты <р для различной
влажности среды, окружающей бе-
тонный элемент, когда нагрузка при-
лагается после 28 дней нормального
твердения. Средняя утолщенная ли-
ния относится к бетонам со средним
значением В/Ц, Z и М при малом d {К = от 25 до 35). Конечные коэф-
фициенты ползучести для бетонов с другими характеристиками распола-
гаются в области между крайними тонкими линиями и будут рассмот-
рены в 2.244.
Возраст л моменту
погружения jp7
Z00D
2д
Г
S з,о
У э 20
=> 6 '
ГС
* а.
II
0
о в 70%
л
Г
И
S
Z.
*>^
—¦—
-<
„_¦-«
—•*-
1
ч
U-JA
\Годы 1
1 i
* ,5
i »
500 1000 J500 Дни
Лродол/мительнасть испытаний ъ
90 I
Q
385
2000
Фиг. 2. 55. Влияние влажности окружа-
ющей среды и возраста к моменту нагру-
жения на ползучесть призм 12X12X36 см
(по Рошу [70])
-ареала Относительная влажность
воздуха
Фиг. 2. 56. Влияние влажности
и возраста в момент нагруже-
ния на конечные размеры пол-
зучести; значение коэффициента
ползучести 9 через 4 года (по
Рошу)
50 °/о UQ 35
Фиг. 2. 57. Конечный коэффициент ползу-
чести 9 бетона с критерием /<=30 при
начале нагружения после 28-дневного
вызревания в нормальных условиях в за-
висимости от условий влажности при
выдерживании при 18°С; для других зна-
чений критерия указана область разброса
82
На фиг. 2. 55 видна также четкая зависимость ползучести от степени
вызревания бетона к моменту нагружения. В бетоне, нагруженном в ран-
нем возрасте, проявляется гораздо большая ползучесть, чем в старом,
хорошо созревшем бетоне. Если нанести возраст к моменту нагружения в
логарифмическом масштабе, то зависимость еА или фоо от tv оказывается
почти прямолинейной (фиг. 2.58).
Фиг. 2. 58. При логарифмической шкале Фиг. 2. 59. Кривые нарастания проч-
времени конечные размеры ползучести для ности бетона до одинаковой конечной
различных возрастов бетона к моменту прочности, равной 100%; выдержива-
нагружения изменяются приблизительно ние в соответствующих нормам уело-
прямолинейно (по Рошу) виях при температуре от 18 до 20°С
и различных марках цемента (по
Гуммелю и Рошу)
Но степень вызревания бетона зависит не только от возраста, а еще
от вида цемента и условий выдерживания. Высококачественные цементы
твердеют быстрее, чем нормальные (фиг. 2. 59). Тепло ускоряет твердение,
холод замедляет его.
Чтобы быть независимыми от этих отдельных условий, будем харак-
теризовать степень вызревания отношением P^/Poo, т- е- отношением
прочности в момент времени tv создания предварительного напряжения
или нагружения к ожидаемой конечной прочности. При марке цемента
Z 225 через 28 дней получается от 70 до 75%, а при марках Z 325 и
425 — от 85 до 90% конечной прочности при температуре от 18 до 20° С.
При более высоких или более низких температурах пока приходится об-
ращаться к оценкам, основанным на разбросанных в литературе ([106],
стр. 115 и далее) результатах опытов или к новым опытам.
В США действуют следующие правила относительно минимального
времени вызревания при высокой влажности (о. в. ^ 80%) (по «Journal
of АСЬ 711/46).
Температура в ос
Время вызревания
в днях
при цементах
марки 225
при цементах
1 марки Z325 и Z425
21
7
3
18
11
5
16
15
7
13
19
9
10
23
11
Из результатов опытов по ползучести был получен коэффициент k\,
зависящий от W/Woo* (фиг. 2. 60) [216], на который нужно умножить коэф-
фициент ползучести для учета степени вызревания. Таким образом, раз-
меры ползучести определяются из
е*= 6^9*1 = -^-9*1. (2.9)
б*
83
Так как бетон из цемента Z 225, к которому относится кривая ср на
фиг. 2. 57, после 28-дневного твердения в условиях, соответствующих нор-
мам, достигает примерно 75% • своей конечной прочности, то при
-^— =0,75 должно быть &i = l.
Woo
На практике приходится для определения ожидаемых размеров ползу-
чести уже при статическом расчете иметь представление о том, какова
будет достигнутая степень вызревания к моменту создания предваритель-
ного напряжения. Если
12
0,6
13
гэо a.w 0,50
0.60
I
0.ЩО.75 0.80 0,90\
90 |
»2ff
Дни твердения
7
применяется метод, при
котором нужно создавать
предварительное напряже-
ние вскоре после бетони-
рования, то нужно опреде-
лить по кривым фиг. 2. 59
или — при других темпе-
ратурах •— из опыта соот-
ветствующее этому ранне-
му возрасту бетона отно-
шение и учесть уве-
личение деформации от
ползучести соответствую-
щим значением k{. Если,
наоборот, можно рассчи-
тывать на летние темпера-
туры и позднее создание
предварительных напря-
жений по истечении более
чем 14 дней вызревания
при цементе марки Z 325
(или 28 дней при Z 225),
то можно принять k\<l и
таким образом найти уменьшенную деформацию от ползучести.
Если сооружение возводится в прохладную погоду, то низкая темпе-
ратура замедляет вызревание. Так как конечная прочность тоже оказы-
вается ниже, то нужно вводить в расчет в соответствии с пониженным
.модулем упругости увеличенную упругую деформацию и, следовательно,
увеличение размера ползучести. При температурах ниже 15° С нельзя
поэтому никогда принимать k\ меньше 1, разве что на вызревание отво-
дится особенно долгий срок (за вычетом морозных дней) с более теплыми
днями или же применяется подогрев.
14
ко *<*
365приЦ?25
I при 18 °С
28 90 при Ц 325
Фиг. 2.60, График изменения коэффициента k\
для учета при вычислении величины ползучести
степени вызревания WJWoo или §tu J Рсо к мо-
менту создания предварительного напряжения или
к моменту нагружения
2. 244. Зависимость коэффициента ползучести от водоцементного
фактора, от содержания цемента и раствора и от размеров бетонного
элемента
Водоцементный фактор оказывает влияние на модуль упругости и
прочность; поэтому его влияние на величину ползучести частично уже
учитывается ге1=-рг Однако опыты показывают, что водоцементный фак-
тор влияет на величину ползучести в большей степени, чем модуль Е.
Бюрер [194] определил, например, на призмах 20X20X60 см трехдневного
возраста остаточные укорочения при многократном повторении возра-
84
№
Предполагаемое очертание кривых Зеформирования^
бследстдие отставания изменения формы от напряжения
а\1 о,2
-Остаточная деформация при первом
' нагрцжении
Бетон.
заполнитель:
рейнский грабий
Расход цемента^Шкг/и3
Марна цемента Ц ч25
Остаточная деформация при
втором погружении
I Остаточная деформация при
первом нагружении
Остаточная деформация при.
Ьтором нагру'/нении
Фиг. 2. 61. Сравнение кривых зависимости укорочения от напряжения при многократ-
ном нагружении бетонных призм в раннем возрасте с различным водоцементным
отношением. Большое влияние водоцементного фактора на пластическую деформацию
бетона, нагруженного в раннем возрасте, указывает на аналогичные явления в про-
цессе ползучести (по Бюреру)
Полная деформация; продолжигпЕЛо
« ность нагрцгкения по 150 дней;
X б^НЮкг/см*; а.в W.,.90%,
Г\, в среднем 70%
стающей нагрузки; эти укорочения дают представление о масштабе по-
следующей ползучести. Верхние линии на фиг. 2. 61 относятся к бетону
с В/Д=0,44, нижние — к бетону с В/Д = 0,33. Заполнители относились к
особо хорошей области кривой рассева по крупности АМВ (М = 0,4,
марка цемента 425, содержание цемента
400 кг/м*). В первой серии нагружений
была принята ступень нагружения в
10 кг/см2 с интервалами в 1 мин.; в проме-
жутках производилась полная разгрузка.
Так же поступали и во второй серии на-
гружений. Кубиковая прочность бетона че-
рез 3 дня составляла в обоих случаях
округленно 350 кг/см2, а через 28 дней —
для пластичного бетона — 700 кг/см2, для
более жесткого — от 750 до 800 кг/смК
Только одним уменьшением водоце-
ментного фактора остаточная деформация
при первой серии нагружений была сни-
жена приблизительно на 1/щ а при второй
серии опытов — приблизительно на Уз.
Опыты Боломея [51] (фиг. 2. 62) также
показывают, что водоцементный фактор
больше влияет на ползучесть, чем на мо-
дуль упругости. При одном и том же виде
цемента (высококачественный портланд-
цемент), одинаковом его содержании,
равном 350 /сг/ж3, и одинаковых условиях
выдерживания были проведены две серии опытов: одна при В/Ц=0,49,
другая при ВЩ=* 0,375. На фиг. 2. 62 нанесены суммарные укорочения
после 150 дней пребывания под нагрузкой. Определив приближенно уко-
рочения от ползучести, нахо-
дим, что их отношение для
этих двух бетонов равно 0,55,
тогда как отношение модулей
упругости равно 0,85.
Глэнвиль и Томас [28] при-
водят следующие значения раз-
меров ползучести в зависимости
от водоцементного отношения
для цилиндров диаметром 10 см
в возрасте 3 лет, которые были
нагружены в возрасте 28 дней с
напряжением в 22 кг/см2:
возраст к началу погружения, дни
Фиг. 2. 62. Суммарное укороче-
ние призм, отличающихся толь-
ко по водоцементному отноше-
нию бетона (по Боломею)
ВЩ. . .
?& В MMjM
0,7
0,6
0,8
0,72
0,9
0,95
й~водоцементное отношение
Ц-содержание цемента В нъ/м3
^содержание раствора
(зерна крупностью 0-/
?еэ цемента) общее ко-
личестдо зерен
d-татцина бетона
5 Ю
30
*Ю
50
60
К
70
Так как ползучесть отчасти
зависит от малых деформаций
цементного геля, то можно ожи-
дать, что на размеры ползуче-
сти окажет влияние также со-
держание цемента и раствора
при том же модуле упругости бетона. До настоящего времени по этому
вопросу нет сведений. Следует ожидать, что здесь это влияние слабее,
чем при усадке.
Фиг. 2. 63. Коэффицент k2 для деформа-
ции ползучести при учете влияния водо-
цементного фактора В/Ц, содержания
цемента Z в кг/см3, содержания раствора М
и толщины бетона d, входящих в критерий К
Не вполне выяснено также и влияние размера (толщины) бетонных
элементов на конечную величину ползучести. Известно, что в малых
призмах для лабораторных опытов при толщине 12—20 еж ползучесть
почти прекращается через 4—5 лет, в то время как в больших сооруже-
ниях (см. 2. 25) рост пластических укорочений не заканчивается и через
10—15 лет. Но конечные размеры ползучести для массивных элементов
меньше, чем для ^больших.
Все факторы, влияющие на усадку, объединенные выше в критерий К,
влияют также на конечные размеры ползучести, хотя и в меньшей сте-
пени, чем при усадке. Естественно поэтому для тех же характерных вели-
чин ввести коэффициент ползучести k2i учитывающий их влияние. На
основании имеющихся данных о разбросе значений конечных размеров
ползучести (фиг. 2. 57) коэффициент k2 на фиг. 2.63 принят изменяю-
щимся в пределах от 0,75 до 1,3. Эта кривая, конечно, нуждается в под-
тверждении дальнейшими опытами по ползучести, целью которых должно
быть исследование факторов, перечисленных на фиг. 2. 63.
Так как не только ползучесть, но и усадка массивных элементов про-
текает медленнее, чем усадка элементов с сечениями небольших размеров,
то нужно учитывать, что в профильных деталях с различными толщинами
частей сечения с течением времени напряжения перераспределяются с
более тонких частей сечения на более массивные; распределение напря-
жений по сечению не остается, следовательно, прямолинейным.
2. 245. Влияние вида каменных пород
По опытам Дэвиса, вид каменной породы, используемой для заполни-
теля, оказывает существенное влияние на размеры ползучести (фиг. 2.64).
Ио этим данным, в бе-
Ы
тоне с базальтовым
щебнем ползучесть про-
является вдвое сильнее,
чем в бетоне с заполни-
телем из известняка.
Граф ([106], стр. 134)
исследовал также зави-
симость модуля упруго-
сти от вида каменной по-
роды и отчасти пришел
к противоположным вы-
водам. По Графу, де-
формации бетона с ба-
зальтовым щебнем ма-
лы, с заполнителем из
песчаника —¦ велики, а
из известняка-ракушеч-
ника —¦ имеют средние
значения. Опыты по
ползучести Дэвиса на наших видах каменных пород еще не подтверждены.
До настоящего времени не требовалось в расчетах учитывать вид ка-
менной породы. Целесообразно все же принимать во внимание различие
в ползучести, если приходится иметь дело с необычными видами камен-
ных пород.
1
\Песчапик
[А
бцзальт
^
*Шарц
ТраЬий
****~^Гранит
Извест
няк^
,5.0
3,9
3,5
2,7
t
200 300 ЧОО 500
Длительность нагрутепия в дмрх
Фиг. 2. 64. Влияние вида заполнителя на коэффи-
циент ползучести (по Дэвису)
87
2„ 246. Какие размеры ползучести нужно учитывать для предварительно
напряженного железобетона
На основании изложенного суммарные размеры ползучести опре-
деляются выражением
еА = е«#*Л>" (2Л0>
где ге1 — -р илиуг, а значения <р, #i и &2 принимаются из следующих
фигур:
<р — из фиг. 2. 57 в зависимости от влажности окружающей среды;
k\ — из фиг. 2. 60, для учета степени вызревания;
k2 — из фиг. 2. 63, для учета указанного на ней критерия К.
Относительная влажность окружающей среды принимается равной:
90% — для сооружений, возводимых в особо влажном климате, напри-
мер в непосредственной близости к морю, над широкими реками и т. п.;
70% ¦— для сооружений, расположенных на открытом воздухе в долинах
рек, на низменностях и в лесистой горной местности; 50% — для соору-
жений, расположенных на открытом воздухе в относительно сухом кли-
мате, например малолесистых возвышенностях, в неотапливаемых зданиях
с хорошей вентиляцией; 35% — для всех нормальных зданий, особенно
для отапливаемых зимой.
Можно достигнуть уменьшения конечных размеров ползучести еще и
созданием умеренного предварительного напряжения на ранней стадии,
например через 2—4 дня после бетонирования (см. гл. 4.42); при этом
благодаря нагружению бетона в раннем возрасте часть ползучести устра-
няется еще до создания окончательного предварительного напряжения.
По вопросу об уменьшении ползучести, проявляющейся при этом после
создания окончательного предварительного напряжения, еще нет никаких
опытных данных. С осторожностью можно сказать, что уменьшение пол-
зучести составит 15%, если частичное предварительное напряжение на
ранней стадии при силе натяжения не менее xh V будет действовать при-
близительно 10 дней, и считать уменьшение в 20%, если это действие про-
должается 20 дней.
% 25. ИЗМЕРЕНИЯ УСАДКИ И ПОЛЗУЧЕСТИ НА ОСУЩЕСТВЛЕННЫХ
СООРУЖЕНИЯХ
2. 251. Мост Сандэ, Швеция
Хегбом (Стокгольм) приводит следующие данные относительно напря-
женно армированного арочного моста Сандэ длиной 264 м, с полым
Ог-
1ж
Г!
Фиг. 2. 65. Кривая усадки моста
Сандэ
№2
№3
1№
19^5
ть
mi
та
тч
5
7
3 Ю
9
1 го
§ 30
*
$ Упругая
деформация
деформация от
ползучести
\ Время
тг тз im ms ть мнт тт то то^
Фиг. 2. 66. Кривая ползучести
моста Сандэ
88
прямоугольным сечением при толщине стенок 30 см, выполненного из
бетона марки В 600 при содержании цемента 400 кг/м*; Е = 375 000 кг/'см2
при огьи1=120 кг/см2 и среднем значении ст^ = 80 кг/см2. При средней годо-
вой температуре +3,7°С, в среднем 150 морозных днях в году и отно-
сительной влажности воздуха от 78 до 84% усадка составила около 17%о
и прекратилась примерно через 5 лет .(фиг. 2. 65) [131].
Ползучесть череащ^А» лет достигла размеров, определяемых ср^ — 3.
Полученная измерениями кривая ползучести, вероятно, будет проявляться
еще 20 лет и закончится при конечном значении <роо = 4,5 (фиг. 2. 66). Сле-
довательно, коэффициенты ползучести здесь существенно выше, чем полу-
чилось бы по данным 2. 24.
2. 252. Мост Бекингер в Гейльбронне на Некаре
На мосту балочной конструкции со средним пролетом 96 м [145] были
произведены тщательные измерения прогибов в точке 1/2. При создании
предварительного напряжения в ноябре-декабре 1950 г. (напряжение
создавалось тремя ступенями) середина моста сначала слегка приподня-
Продольный разрез
точка ft
Поперечныи разрез
6 точке в
дчй
НО 1,50 110
1950
Щ51 1952
I 2 3 Ч 5 б 7 В 9 Ю // /zl 7 2 3 Ч 5 6 7 В 9 10 /7 12
1953
5 6 7 6
195 ч с оды
9 Ю U п\] г Зч 5 6 Меспиь*
А&ремп
Относительная влажность Воздуха
%
1'ПЦ \ 1 1 1 1 1 II 1 1 1 1 II II 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 II 1 1 1 1 \ 1 1 1 1 1 1
5лЩД 1 I nLlfnVn Ц4Ч/пч /vW
Ш МЛ'п'Г W In ш ш
5о\\\\ \\\п Т\\\\\\\\ №м1 If \\Ш п
\ И гт wl
«?1 1 1 1 1 lu 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1.1 1 1 J... Ill И 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1
Фиг. 2. 67. Кривая опускания середины моста Бекингер в Гейльбронне
лась, так как собственный вес конструкции не оказывал полного действия
вследствие того, что леса спружинили кверху. При освобождении от лесов
возник упругий прогиб в 3,6 см. Этот прогиб увеличился к маю 1954 г.
почти до 13 см\ при этом в апреле 1953 г. устройство на мосту асфаль-
тового покрытия вызвало добавочную упругую деформацию в 1 см
(фиг. 2. 67). Таким образом, по истечении около 3 лет дополнительный
89-
прогиб достиг величины, в 2,4 раза большей, чем прогиб от упругой де-
формации. Так как усадка сама по себе вызывает лишь незначительный
прогиб неразрезных балок (см. гл. 12.32), то это увеличение прогиба
нужно в значительной мере приписать проявлению ползучести. По исте-
чении 3 лет, таким образом, было достигнуто значение коэффициента
ползучести, превышающее 9/—2, и очертание кривой дает основание ожи-
дать конечного значения коэффициента ползучести не менее; 903 = 3.
Мост этот построен через канал. Вертикальные стенки полого сечения
имеют толщину 50 см, верхние плиты — в среднем 25 см, нижние — от
14 до 50 см. Сжимающие напряжения от постоянной нагрузки в точке 1/2
составляют вверху около 80 кг/см2, внизу 60 кг/см2 при бетоне из речного
гравия с содержанием цемента 330 кг/мг, марке цемента Z 325, содержа-
нии раствора 47%, В/Д=0,38 и средней прочности бетона ^28 = 544 кг/см2.
На фиг. 2. 67 приведена также относительная влажность. Из кривых
хорошо видно, что при повышенной влажности и пониженной температуре
зимой ползучесть прекращается и процесс ползучести возобновляется
только летом; при этом нужно обратить внимание на то, что лето 1951 г.
было сухое, а лета 1953 и 1954 гг. — влажные; это создает впечатление
более быстрого затухания ползучести.
2. 253. Мост через Некар в Некаргартахе
На этом пятипролетном неразрезном балочном мосту шириной 12,1 ж
общей длиной 228 м, с поперечным сечением в виде двух тонкостенных
полых прямоугольников (фиг. 2. 68) было измерено суммарное укорочение
на участке длиной 218 м между крайними опорами; измерения велись
приборами для непрерывной записи.
Вслед за упругим укорочением при создании предварительного напря-
жения в сентябре 1951 г. последовало укорочение от усадки и ползучести,
показанное за время до 1954 г. на фиг. 2. 68 и протекавшее при примерно
той же относительной влажности, что и при строительстве моста в Бекин-
гере. Действительные измерения длины и температуры воздуха нанесены
на фиг. 2. 68 тонкими линиями. Длины были пересчитаны на предпола-
гаемую среднюю температуру сооружения, и соответствующая толстая ли-
ния относится, таким образом, к равномерной средней температуре. Верх-
няя кривая показывает изменения длины трех пролетов к западу от непо-
движной опоры, а нижняя кривая — трех пролетов к востоку от нее.
Рассмотрим сумму изменений длины.
Так как отдельные секции к моменту создания предварительного на-
пряжения имели уже возраст в несколько месяцев и в сухое лето 1951 г.
имели возможность укорачиваться от усадки в промежутке между откры-
тыми швами, то на усадку до настоящего момента после предваритель-
ного напряжения можно наложить не более 0,1 мм/м; этому соответствует
при / — 218 м укорочение в 2,2 см. Суммарное укорочение сейчас достигло
10,3 см. При среднем сжимающем напряжении около 61 кг/см2 = сРе*нее
упругое укорочение составляло
Рь
., 61-21800 оп
д/ - = 3,0 см.
340 000
Эта величина, к сожалению, не была измерена. Таким образом, на уко-
рочение от ползучести приходится только 4,2 см. Это поразительно низ-
кое значение; оно остается низким даже в том случае, если доля усадки
меньше, чем подсчитано. Следует обратить внимание на то, что с конца
лета 1952 г. наступила остановка в развитии деформаций, что, по-види-?
мому, объясняется большой влажностью 1953—1954 гг.
Продольный разрез
Западный конец моста НеподдиШная опора^
Поперечный разрез
72, Ю
Западный конец
моста
ЗосточИый конец1
моста
?20°С
тень прохладное сырое
^полугодие
Принятая
юсредненная
{температура
{сооружения
Фиг. 2. 68. Суммарное укорочение моста в Некаргартахе длиной 228 м, записанное
приборами (непрерывная запись)
Существенную роль сыграло также использование необычно жесткой
и бедной раствором бетонной смеси, приготовленной из цемента марки
Z325 при содержании цемента 320 яг/ж3; средняя прочность бетона ТГ28 =
= 400 кг/см2. Содержание раствора (песка крупностью 0—7) составило
только 40%.
2. 254. Другие измерения
Государственные железные дороги и фирма «Дикерхофф и Видман»
с 1950 г. производили измерения на других сооружениях. Результаты,
полученные к 1954 г., должны быть скоро опубликованы. Во всяком слу-
чае важно вести наблюдения над сооружениями в течение длительного
срока и производить такие измерения так, чтобы можно было накопить
данные для более определенного отделения усадки от ползучести.
91
2. 26. ПРОЧНОСТЬ БЕТОНА
2. 261. Предел прочности при статическом сжатии
^ во
ЕЙбЧ
^ I
Е Q
?|20Ь
о*
ЮО*
тТг
бетон
—«Ч а
V
Hi
i i
Л
?i
2 3
Отношение
Ч 5
высота Ь_
ширина" а
По нормам DIN 1048, часть «D», предел прочности при сжатии бетона
для строительных целей определяется на кубике 20X20X20 см, который
вызревал при 18-^20° С в течение 7 дней при хранении во влажных усло-
виях, а затем 21 день на воздухе и в течение нескольких минут был на-
гружен до разрушения. Эта кубиковая прочность бетона в возрасте 28 дней
должна превышать соответствующее марке значение В 300, В 450 и т. д.
Предел прочности (Т^гв или pw) после 28 дней продолжает расти далее.
Для определения степени вызревания нужно знать рост кубиковой проч-
ности с течением времени;
щ ^а i i t это изменение прочности
представлено на фиг. 2. 59,.
причем принято, что даль-
нейшее вызревание проис-
ходит на воздухе при 18° С,
При выдерживании в воде
рост прочности продол-
жается несколько дольше.
При прохладной пого-
де твердение идет суще-
ственно медленнее и не
приводит к таким же ко-
нечным значениям прочно-
сти, как летом (фиг. 2. 37).
Нужно поэтому произво-
дить испытания на вызре-
вание таких кубиков, кото-
рые выдерживались в усло-
виях будущей стройки.
Предел прочности при сжатии, определенный на кубиках, слишком
высок, так как ограничение поперечной деформации трением на опорных
поверхностях распространяется на всю высоту кубика. Действительный
предел прочности бетона при сжатии ниже и определяется на призмах с
высотой h = 3a; он называется призменной прочностью |Зр или kp. На
фиг. 2. 69 показана зависимость предела прочности при сжатии от высоты
призмы с квадратным основанием. Обычно принимают $р = 0,8 $w для
бетонов марок В 160 — В 400 и для бетонов марки выше В 400 — $р —
= 0,7 р„.
Из фиг. 2.69 следует, что предел прочности при сжатии для значений
/*>3а может оказаться ниже призменной прочности. С другой стороны,
для плоских тел с h<a он может значительно превысить кубиковую проч-
ность.
Если сжатию подвергаются относительно тонкие прямоугольные эле-
менты, то предел прочности может быть ниже 0,7 рда. В этом случае го-
ворят о конфигурационной прочности '(Gestaltfestigkeit), кото-
рая для плит толщиной менее 10 см при длине не ниже десятикратной в
направлении сжатия может упасть до 0,6рда [165]. В напряженно армиро-
ванных элементах нельзя, следовательно, оценивать надежность путем
сравнения достигнутого сжимающего напряжения с кубиковой прочно-
стью, а необходимо иметь в виду более низкую призменную или «кон-
фигурационную» прочность.
Постоянно действующее предварительное напряжение сжатия изме-
Фиг. 2. 69. Предел прочности при сжатии бетон-
ных призм квадратного сечения в зависимости
. от высоты призмы h (по Рошу)
92
няет пределы прочности несущественно; большей частью оно способствует
небольшому увеличению прочности при растяжении и сжатии.
Напомним здесь еще раз, что прочность при сжатии особенно зависит
от водоцементного фактора (фиг. 2. 39).
2. 262. Предел прочности при статическом растяжении
Щ
Статическая прочность бетона при растяжении составляет от 8 до 12%
его прочности при сжатии, если отсутствуют собственные напряжения от
неравномерной влажности или нагрева.
2. 263. Предел длительной прочности
Если высокое напряжение действует долгое время, то разрушение на-
ступает при более низком напряжении, чем при кратковременном действии
нагрузки. Предел длительной прочности
есть то предельное напряжение, которое
бетон может выдерживать бесконечно дол-
го; он составляет около 90% статической
прочности при сжатии. Так как в предва-
рительно напряженном железобетоне вы-
сокие сжимающие напряжения действуют
длительно, то это обстоятельство должно
быть учтено при оценке надежности.
2. 264. Предел выносливости
Как и все строительные материалы, бе-
тон при многократно повторяющихся на-
грузках имеет более низкую прочность,
чем при однократном.приложении нагруз-
ки. Пределы выносливости зависят в ос-
новном от того, в'каких пределах изменяется переменная нагрузка. Если
нижнее значение напряжения'обозначить аи, а полученное значение проч-
Фиг. 2. 70. Предел выносливости
бетона в зависимости от нижнего
постоянного напряжения ои
(по Рошу)
Призмы /2* 12*36 с* ___
§оь 0 =381 «г/см > (в сребнемГГ
С>5 СЭ ?э ^
-ом -as -0,8
Деформации Ед °/оо
Фиг. 2. 71. Испытание бетонной призмы на выносливость при пуль-
сирующем цикле. Изменение деформаций сжатия и поперечного
расширения с ростом числа циклов
93
ности, лежащее выше стй, при 2 млн. циклов изменения нагрузки — через
су0, то получим представленную на фиг. 2.70 зависимость пределов вы-
носливости от призменной прочности. Предел прочности на сжатие при
пульсирующем цикле (при аи =0) составляет 0,6 рр . Амплитуда пульси-
рующего цикла приай=1/гР/? составляет 0,3 рр. Для пределов прочности
при растяжении условия аналогичны.
На фиг. 2.71 показаны деформации призмы 12X12X36 см из бетона
В 450 при испытании на выносливость при сжатии; призма сначала нагру-
жалась 2 393 000 раз со 153 до 306 кг/см2, после чего нагрузку можно
было кратковременно еще повысить. Диаграмма показывает, как дефор^
мации при многократно повторяющейся нагрузке постепенно увеличива-
ются вследствие ползучести, причем это относится и к сжатию в продоль-
ном направлении, и к поперечному расширению, отложенному слева от
оси ординат. При длительно действующей переменной нагрузке время для
образования определенной деформации от ползучести существенно сокра-
щается.
2. 27. ЛЕГКИЙ БЕТОН ДЛЯ НАПРЯЖЕННО АРМИРОВАННЫХ
КОНСТРУКЦИЙ
Легкий бетон пригоден для напряженно армированных конструкций в
том случае, если не наблюдается чрезмерной усадки и ползучести. Это
условие выполняется, например, при приготовлении легкого бетона с
керамзитовым заполнителем. Ав-
токлавный газобетон, который
можно изготовлять так, что он не
дает усадки, тоже приемлем для
предварительно напряженных кон-
струкций, на основании имеющих-
ся данных о его ползучести. При
изготовлении легкого бетона с низ-
ким пределом прочности, напри-
мер от 50 до 100 кг/см2, нужно,
правда, при анкеровке напряжен-
ной арматуры принимать особые
меры предосторожности, например
добавлять анкерные плиты из тя-
желого бетона.
В США проводились опыты с
балками из напряженно армиро-
ванного керамзитобетона при объ-
емном весе бетона 1,86 г/ж3 и проч-
ности в цилиндрах 420 кг/см2 в
28-дневном возрасте. Опыты пока-
зали, что бетон обладал обычной
усадкой и ползучестью. Модуль
упругости бетона при кратковре-
менном нагружении составлял 230 000 кг/см2. На фиг. 2.72 приведена
кривая ползучести при максимальной допустимой нагрузке в закрытом
помещении. Можно видеть, что конечное состояние было достигнуто уже
при ф = 2; это следует оценить как благоприятный результат. Таким обра-
зом, подобные легкие бетоны пригодны для предварительно напряженных
конструкций [220].
V,
т
5:
1
«о
В
3
о
& 2
0
1
1
'
а.
г-
S>
I
1 1
¦ Ч
a
a
-I
г 1
b )
t J
¦Та ~1
О |
С\] 1
a
UO
во
що
ПО Ани
возрдст, над полной эксплуатационной ца2рузпой
Фиг. 2. 72. Кривая ползучести (прогиб
балки пролетом б ж в точке И2) бетона на
керамзите при максимальной допустимой
нагрузке. Объемный вес 1,8 т/м?, предел
прочности (цилиндрический) в лаборатор-
ных условиях Р 28 ~ 420 кг! см-
(по Ф. Е. Кеберу)
Глава 3
АНКЕРНЫЕ УСТРОЙСТВА И СТЫКИ
НАТЯГИВАЕМОЙ АРМАТУРЫ
Твердые стали для напряженной арматуры не так легко поддаются
обработке и загибу, как обычные строительные стали. Поэтому обеспече-
ние анкеровки твердых сталей было вначале сопряжено с трудностями.
С течением времени, впрочем, были разработаны многочисленные надеж-
ные типы анкерных устройств, которые описаны ниже.
3. 1. НЕПОСРЕДСТВЕННАЯ АНКЕРОВКА В БЕТОНЕ
3. 11. АНКЕРОВКА ПРИ ПОМОЩИ ЗАГИБА КОНЦОВ СТЕРЖНЕЙ
Как твердые стали, так и холоднотянутые или термически улучшенные
высокопрочные стали можно надежно заанкеровать при помощи загиба
концов стержней или проволок, несмотря на высокие значения действую-
щих на арматуру усилий. Для загиба нуж-
но применять инструмент, в котором рабо-
чая деталь перекатывается по проволоке,
чтобы не повредить поверхность проволо-
ки. Это замечание относится в первую оче-
редь к термически улучшенной прово-
локе.
Для обычной проволоки достаточно од-
ного только крюка, если он выполнен в
соответствии с представленным на фиг. 3.1
очертанием, т. е. с постепенно нарастаю-
щей кривизной, или снабжен несколь-
ко загнутым в обратную сторону концом
Если при последующем напряжении применяется такой тип анкеровки^
то вначале бетонируются только концы стержней, снабженные крюками.
Во время натяжения обычно нарушается сцепление стержня с бетоном
лишь на участке у начала загиба крюка. В изогнутой части крюка однако
усилие быстро падает благодаря трению, и прочности сцепления хватает
для его передачи на бетон. Анкерное устройство может обеспечить вос-
приятие переменных усилий, если одного только трения, без сил сцепле-
ния, достаточно для почти полной передачи на бетон силы V от натяже-
ния. В изогнутой части крюк прижимается к бетону; по аналогии с закле-
почными соединениями в этом случае говорят о появлении внутреннего
местного давления (Leibungspressung) vL, которое вызываетв бетоне попе-
речные растягивающие напряжения; при слишком высоких значениях ас
приводит к раскалыванию бетона.
Фиг. 3. 1. Выгодное очертание
анкерного крюка
95
Можно выбрать такое очертание крюка, чтобы значение ai с учетом
уменьшения усилия натяжения вследствие трения оставалось постоян-
ным. В этом случае переменное значение радиуса кривизны крюка будет
-pax
:гпе
где г0 — радиус кривизны в начале загиба;
\i — коэффициент трения арматуры по бетону;
ах — угол дуги изогнутой части до точки х.
Таким образом, получается логарифмическая спираль (фиг. 3. 2);
длина ее назначается из условия, чтобы остаток усилия натяжения V
в результате его уменьшения вследствие трения достиг
такой величины, например 0,15 V, которая надежно
воспринималась бы благодаря сцеплению.
Это имеет место при |а = 0,3, когда а больше 360°,
и при [х =0,6, когда а больше 180°.
При шероховатой поверхности необработанной про-
катной стали можно считать достаточной длину спи-
рали, которой отвечает а = 180°, при гладких тянутых
стержнях следует применять «=360°.
Радиус начальной кривизны rQ зависит от допускае-
V
мого значения ст.
¦Фиг. 3. 2. Такая ло-
гарифмическая
¦спираль позволяет
получить постоян-
ное значение oL ^
если не учитывать
сцепление
-jj, на которое влияют марка бе-
тона и расстояние е крюка от боковой грани бетона или
расстояние а до соседнего крюка.
Французские правила («Reglement Beton Arme»
45) дают следующую формулу для определения допу-
скаемого значения or
zul.
<С
zul
1+3
а }\ а
при а = 3D допускаемое значение
а*в'=2,5ст*ц'
или
4<ct\l + \z
D
1
D
2е
при е = 10D допускаемое значение
-zul.
3,7 а«".
(См. также [125], гл. II).
Здесь
rzal
D
-ZU.I -
допускаемое сжимающее напряжение для бетона;
диаметр проволоки.
При больших расстояниях а или е, таким образом, получим
; 4 azdaL
причем сту
,zul
должно оставаться меньше Уз W28. Если
-zul
крюки размещены рядом вплотную (а = 0), то vzLul
Особенно важно обеспечить нужное расстояние до грани бетона е\
оно не должно быть меньше 8Д причем должно быть предусмотрено по-
перечное армирование.
Если принять за среднее значение при нормальных в практике усло-
виях а = 3D и, следовательно,
erf1 = 2,5 of1,
96
то для употребительных марок бетона и стали при aev = 0,55 аВг получим
для крюков следующие минимальные значения радиусов начальной кри-
визны Го (D в см).
Таблица 3. I
Начальные радиусы загиба г0 для крюков в бетоне без поперечного армирования
Марка бетон4|
а^ В кг/см2
г0 для Ст. 90 в см
В 225
70
22 D
30 D
37 D
В 300
100
16 D
21 D
«26 D
В 450
150
10 D
14 D
17 D
То, что достаточная надежность обеспечивается и при меньших значе-
ниях Го, показывают французские опыты, выполненные по схеме фиг. 3. 3
([125], стр. 54), в которых анкеровка проволок диаметром 5 мм из Ст. 150
-27см-
Ь-21см-
Фиг. 3. 3. Французские опыты со спиральными крюками из проволоки
диаметром 5 мм, Ст. 150, при различной толщине бетонного элемента
осуществлялась путем устройства спиралей при Го = 10 см = 2QD,
в бетоне пониженного качества с $w = 150 кг/см2. При ширине элемента
Ь = 21 ел* разрыв проволок произошел вне бетона; при ширине элемента
в 4 см бетон разрушался при ае = 13 400 кг/см2.
Поперечная арматура при таких радиусах не требуется, но у краев
желательна.
Можно вместо спиралей задаться любой упругой кривой с теми же
г0 и 23а.
Стержни из высокопрочной стали можно анкеровать меньшими и более
простыми крюками, если крюки снабдить наружной обмоткой или же
создать в бетоне предварительное напряжение в направлении, перпенди-
кулярном плоскости крюка, чтобы предотвратить раскалывание или по-
перечную деформацию бетона. Опыты, проведенные в связи с разработкой
так называемой напряженной арматуры «Леоба» [178], показали надеж-
ность анкеровки 12 проволок диаметром 5,3 мм из Ст. 160 с г = 2,2 см
7 - 3206
97
при помощи крюков по фиг, 3. 4; при тщательном уплотнении бетона
марки 300 внутри спиральной обмотки удавалось при испытании доводить
проволоку до разрушения, хотясг^ = 1 660 кг/см2 » 16ст?и/.
Проволоки в местах образования крюков должны быть очищены от
грязи и'смазки; сцепление бетона лучше обеспечивается при шероховатой
поверхности стали.
Впоследствии при практическом использовании было принято звездо-
образное размещение крюков, как на фиг. 3. 5, чтобы расположить по оси
пучка толстый воздухоотводный резиновый рукав. Эта конструкция анке-
Продольный разрез
- 150 мм-
ТТГ
|/ \ Нлесгпйнар
Поперечный разрез
Спирапь 0№мм;^
пять биткод
°езино8ая
трубка
Л Спираль 0 /4 мм
Фиг, 3. 4. Анкерное устройство с крюками с обмоткой, применявшееся
в первых испытаниях элементов «Леоба» для 12 проволок диаметром
5,3 мм, Ст. 160
ровки проволоки также оказалась надежной, например в больших мостах
автострады через долины Верра и Зульцбах (близ Штуттгарт-Денкен-
дорфа). Однако в некоторых случаях, особенно при применении очищен-
ной от ржавчины холоднотянутой проволоки, наблюдалось проскальзыва-
ние арматуры при натяжении. Связь проволок с бетоном на участке до
начала загиба крюков была нарушена из-за укладки резиновой трубки.
Пришлось поэтому применить
^^тг_^.....г,:,^ г^л обратные крюки, как показано
на фиг. 3. 6. Дальнейшие опыты
показали, что при очень глад-
кой проволоке трение ее о бетон
на участке дуги с углами от
180 до 270° недостаточно для
полной анкеровки даже в бето-
не, подвергнутом поперечному
сжатию (см. конец этого раз-
дела). Этот пример показывает,
насколько анкерные устройства
чувствительны к кажущимся не-
значительным изменениям и на-
сколько необходимо всякое из-
менение сначала тщательно про-
верить опытным путем.
Для определения размеров спиральной обмотки были испытаны
призмы сечением 20 X 20 см с забетонированными в них 12 крюками,
причем в первом образце была заложена спираль в 7ХЫ витков из обыч-
ной стали диаметром 14 мм при внутреннем диаметре витков 110 мм и
шаге спирали 45 мм. Марка бетона В 160 была взята умышленно пони-
;%Г~ РежнаЦая n1pifiKJ;
Фиг. 3. 5. Это анкерное устройство с крюками
и с обмоткой оказалось не вполне 'надежным
вследствие ослабления бетона прокладкой воз-
духоотводящей трубки
98
женной. В бетонной призме до нагрузки, разрушившей проволоки, не было
обнаружено трещин.
Второй образец отличался лишь диаметром проволоки для спирали,
изготовленной из проволоки диаметром 8 мм\ остальные размеры спирали
те же. При допускаемой силе натяжения никаких трещин не было; неза-
долго до достижения разрушающей нагрузки появились тонкие волосные
*рез по Д-В поперечный разрез
Фиг. 3. 6. Небольшие обратные отгибы на концах проволок или другие
дополнительные выгибы повышают анкеровку проволоки
трещины. Таким образом, эта сравнительно слабая обмотка достаточна
для защиты бетона от разрушения под воздействием сил, развиваемых
таким большим числом сосредоточенных крюков.
На практике поэтому применяют спирали по пяти витков из обычной
стали диаметром 10 мм, если анкеры заложены в массивные бетонные
элементы, и диаметром 12 мм, если анкеры расположена близко к наруж-
ным поверхностям и нужно обеспечить отсутствие трещин (фиг. 3/5).
Анкерное устройство с крюками и обмоткой выдерживало также дли-
тельные переменные нагрузки. Балка длиной 2 м, взятая умышленно
с уже растреснутой растянутой зоной, была подвергнута воздействию
Фиг. 3. 7. Анкерное устройство со смещенными крюками из
48 проволок диаметром 5,3 мм со спиралью диаметром 27 см.
Сила натяжения 93 т
переменных изгибающих усилий. Обычная анкеровка без обратных крю-
ков, как на фиг. 3. 5, выдержала 3, 95- 106 циклов изменения нагрузки
(в томчисле 2- 106циклов при PQ~lfiPJ?) без всяких признаков ослабле-
ния, так как нарушение сцепления из-за воздухоотводной трубки было
устранено благодаря последующему нагнетанию раствора [177].
Опыты подтвердили давно известный факт, что применение спиральной
7*
99
обмотки в зависимости от ее мощности часто позволяет сильно повысить
несущую способность элемента.
Анкеровка крюками может быть произведена и при большом числе
проволок, если обеспечено надлежащее размещение крюков внутри спи-
ральной обмотки. На фиг. 3. 7 показан пример .анкеровки 48 проволок
диаметром 5,3 мм, применявшейся
при постройке подкрановых путей в
Хеммуре.
М. Куан (М. Coyne) еще в 1935 г.
для укрепления подпорной стенки в
Шёрфа (Франция) применил анке-
ровку около 1 000 т предварительно
напряженной арматуры при по-
мощи крюков со спиральной об-
моткой [19]; при этом в одной кони-
ческой спиральной обмотке высотой
1,4 м со средним диаметром 1,6 м
было забетонировано вместе 630 про-
волок диаметром 5 мм (см. также
гл. 16.7).
Исходя из имеющихся результа-
тов опытов, нужно взять за правило
не допускать, чтобы действующая на
анкерное устройство сила, отнесен-
ная к обмотанному бетонному сердеч-
нику, создавала давление более 160
кг/см2. Если прилегающий бетон бу-
дет дополнительно усилен попереч-
ным армированием двойной обмот-
кой или созданием поперечного об-
жатия, то можно повысить это давле-
ние до 200 кг/см2.
Размеры спирали можно опреде-
лять приближенно по аналогии с
расчетом колонн со спиральной арматурой. При выполнении анкеров с
обмоткой нужно с особой тщательностью, применяя подходящие смеси
с мелкозернистым заполнителем, позаботиться о том, чтобы уплотнение
бетона внутри обмотки было безупречным. При использовании небольших
спиралей необходимо их так располагать, чтобы сохранить возможность
поместить стержневой вибратор в непосредственной близости к спирали.
При спиралях большого размера нужно иметь возможность ввести стер ж-
Фиг. 3. 8а. Общий вид испытания надеж-
ности анкеров различной формы. Прово-
локи забетонированы на глубину 25 см
a) r*22tS 6)
Zat~№
Zex*270a Х<х»270 Ьх»Ч50
1<х*3б0° x««woe*
Фиг. 3. 86. Очертание проволочных анкеров в опытах по схеме фиг. 3. 8а
100
Фиг. 3. 8в. Хорошо заанкерованные проволоки разру-
шились в начале изгиба петли; другие большей частью
оказались вытянутыми с одной стороны
невой вибратор" спереди внутрь обмотки. Шаг витков не должен быть
меньше 30 мм в свету.
Проскальзывание стержней в некоторых анкерных устройствах с крю-
ками при их натяжении послужило поводом к постановке уже упоминав-
шихся опытов, при которых растяжению подвергались прямые петли из
одиночных проволок (фиг. 3, 8а). Различные формы испытанных анкеров
показаны на фиг. 3. 86. Все проволоки диаметром 5,2 мм из Ст. 160 были
забетонированы в один
бетонный блок, чтобы
получить возможно бо-
лее одинаковые условия
по силам сцепления и
трения. Бетон с содер-
жанием цемента 300
кг/м* при марке цемен-
та 325 имел через 28
дней прочность 445
кг/см2. К началу испы-
таний возраст бетона
равнялся 34 дням.
Тип а с прямыми
проволоками показал
следующие напряжения
сцепления в предполо-
жении их равномерного
распределения в начале
проскальзывания (путь скольжения > 0,4 мм), после первого быстрого
нагружения растягивающей силой:
I — прокатная термически улучшенная проволока — 52 кг/см2;
II — холоднотянутая проволока, загрязненная волочильной смаз-
кой, — 25 кг/см2;
III — холоднотянутая проволока, протравленная соляной кислотой, —
38 кг/см2.
При дальнейшем выдергивании все три вида проволоки показали со-
противление трению 34 кг/см2, тоже в предположении равномерного рас-
пределения направлений по длине, т. е. приходилось прилагать к анкеру
силу около 2,8 т. Таким образом, бетон основательно обжимал проволоку,
что могло происходить от того, что он был подвергнут вибрированию, и
от усадки. Но эти сжимающие усилия с течением времени исчезают, отча-
сти вследствие ползучести, и условия анкеровки ухудшаются.
Все типы анкеров были десятикратно нагружены до напряжения
<fui = 0,55- 160 = 8,8 т/см2, но смещение из-за проскальзывания относи-
тельно поверхности бетона не стало больше, чем при первом нагружении
(от 0,2 до 0,3 мм).
При дальнейшем повышении напряжения получились следующие
результаты.
Проволока I. Все анкеры выдержали испытание до разрыва в петле;
смещение относительно поверхности бетона от 1 до 2 мм.
Проволока II. Тип б (2а ~ 180°) проскользнул при а = 12 т/см2.
Из типов в и г (2а = 270°) от двух до шести образцов проскольз-
нули незадолго до разрыва.
Типы от д до з (2а > 270°) все выдержали испытание, не проскольз-
нув до разрыва.
Проволока III. Тип б проскользнул при <у = 13,3 т/см2.
Тип в выдержал испытание, но при смещении в 6-г-8 мм.
101
Тип d проскользнул — один из трех образцов при сг =12,8 т/см2.
Типы от д до з выдержали, не проскользнув до разрыва.
На фиг. 3. 8в показан общий вид анкеров после испытания. Учитывая,
что обжатие проволоки бетоном со временем ослабляется, нужно приме-
нять для анкеровки прокатной проволоки суммарные углы дуги изогнутой
части, равные не менее 270°, а для холоднотянутой проволоки — не
менее 360°.
Форма анкера типа ж, с небольшими волнами, по-видимому, весьма
благоприятна, в особенности если первые волны выполнить более высо-
кими, чем последние. Большое число концов проволок с такими мелкими
волнами в одной обмотке дает прежде всего возможность лучше уплот-
нить бетон, чем при пользовании крюками (эти опыты были проведены
в 1954 г. в Бюро автора и обработаны инж. В. Бауром).
3. 12. ПЕТЛЕВЫЕ АНКЕРНЫЕ УСТРОЙСТВА
Пару проволок, проволочные пучки, пучки прядей или канаты можно
надежно заанкеровать с помощью забетонированной петли (фиг. 3.9),
Анкеровка, воспринимающая усилие натяжения, обеспечивается здесь по-
добно анкеровке крюками (см. 3. 11).
8) г) ^
Фиг. 3. 9. Употребительные очертания простых анкерных
петель
Целесообразно начать с большого п>, а затем уменьшать радиус, так
как невозможно сохранить большое го на всем протяжении петли. После
некоторого угла загиба сила натяжения оказывается уже переданной бе-
тону сцеплением и трением, а в середине петли из шероховатой проволоки
или витой пряди уже сила не действует. Величина го зависит от допу-
V
скаемого значения напряжения сгл = —jr, на которое можно рассчиты-
вать в зависимости от поперечного армирования марки бетона и от рас-
стояния между проволоками (см. 3. 11).
Как правило, это напряжение возникает в начале загиба петли, и
поэтому именно на этих участках бетон нужно снабжать поперечной
арматурой. Поперечная арматура должна быть тем сильнее, чем меньше
радиус кривизны петли и высота петли по сравнению с толщиной бетона.
Относительно определения размеров поперечной арматуры см. гл. 9.
102
На основании опыта применения анкерных устройств с петлями можно
без специальной проверки допускать напряжение sgl , отнесенное к диа-
метру проволоки или пряди, 100—120 кг/см2 при умеренной поперечной
арматуре. При этом проволоки или пряди можно располагать довольно
густо одну под другой. Поперечное давление одной проволоки или пряди
на другую оказывает здесь менее вредное действие, чем когда они приле-
П/1&Н у,Ио?пух из нровелыюй стали
Бетонный эпемеит
Фиг. 3. 10. Размещение проволок большого пучка в анкерной петле
а — смещенные петли с отдельными гребенчатыми стойками
гают к стальным поверхностям (см. гл. 2. 15), так как проволоки окру-
жены бетоном, и, следовательно, давление распределено равномернее.
Если в одной петле нужно заделать большое число проволок или прядей,
то целесообразно сильно развести эти части пучка в высоту, чтобы друг
за другом лежало только по 2-3 проволоки. Если при этом проволоки не
заводят вниз, то вторая или третья петля располагается на расстоянии
8 или 12 см (чтобы обеспечить место для прохода бетона и вибратора).
Такое расположение проволок в петлях необходимо для гарантии
103
надежной заделки каждой проволоки в бетон (фиг. 3. 10, а я б). Целе-
сообразно при этом закреплять проволоки на сварном каркасе из круглой
стали (фиг. 3. 11 и 3. 12).
Разрез по Д-&
Распорные яомутм SOwm шириной
Стойки из трубок
с подпорками
Фиг. 3. 10. Размещение проволок большого пучка в анкерной петле
б — более густое размещение петель при сближенных распорных хо-
мутах
При анкеровке мощных пучков становится затруднительным использо-
вание забетонированных петель, так как при натяжении усилие, дей-
ствующее у начала петли, настолько велико, что не удается предотвра-
тить нарушение сцепления. В этих случаях лучше всего поместить всю
lieiM
тг"==т
Фиг. 3. 11. Анкерное устройство со смещенными пет-
лями, подготовленное к бетонированию
петлю в кожухе или трубке из кровельной стали (см. гл. 9. 22) и после
создания предварительного напряжения заполнить это пространства
цементным раствором.
Аналогично тому, как можно заанкеровать в спиральных обмотках
крюки небольшого диаметра, удается надежно закрепить таким же путем
104
ф петля малого диаметра. При этом можно применять те же правила, что
^ицрй анкеровке крюков. Элемент предварительно напряженной арматуры
Ят ©оегда удается отвести от петли в виде двух отдельных ;ветвей. Пред-
ложенная Рейнгардом Бауером двойная петля (фиг. 3. 13) для
мкеровки отдельных ветвей пучка позволяет избежать необходимости
Горизонтального разведения по фиг. 3. 9, в и применима для неподвижных
Фиг. 3. 12. Сильно разведенная по высоте большая анкерная петля пучка
из 150 прядей по 7 диаметром 3 мм, из Ст. 180 моста через Тур в Мюлау
(Швейцария). Одна за другой расположены по две пряди
концевых анкеров и подвижных натяжных устройств. Эта конструкция
- исследована в ряде опытов и оправдала себя на многих мостах (фиг. 3.14).
Вследствие того что в ней проволоки перекрещиваются, для нее требуется
больше места в'высоту, чем для простой петли.
В методе Баура—Леонгардта ориентируются на применение различных
типов анкерных петлевых устройств как в виде петель из проволок
и прядей, забетонированных непосредственно или помещенных между
тонкими листами стали, так и в виде петель, охватывающих подвиж-
ные блоки бетона, используемые как натяжные устройства (гл. 9. 23). Эти
способы уже были использованы при анкеровке мощных пучков с силой
натяжения до 3 000 т на одну петлю. На фиг. 3. 15 показано анкерное
устройство с петлями, соответствующее устройству фиг. 3. 12, со стороны
еще не закрытого торца натяжного блока. Давление таких проволок на
ровную поверхность бетона, особенно у витых прядей, вследствие малой
поверхности прилегания выше, чем у полностью забетонированных прово-
лок. Имеющиеся данные показывают, однако, что упомянутые выше вели-
чины давлений в 100—120 кг/см2, отнесенные к полному диаметру прядей,
можно применять без особой проверки и здесь.
Проволоки, охватывающие натяжной блок, обетонируют только после
создания предварительного напряжения; остающиеся пустые места запол-
няются бетоном потом.
Применяют также петли малого диаметра; возникающее в них высо-
кое поперечное давление требует применения металлических подкладок.
105
План
Труба с гребешком
} (натяжная голо&ка)
Ненатянутая арматура у
наружных поверхностей
_ во
Разрез по Д-В
.. ™ (без арматуры)
Распорки жесткости о 20 мм у
б верхне- кольце.__
^—^Ш'л
*/////'////////У/////////л
-Нижний край про-
дольного пояса = /90,00
- Подкладка из войлока
Фиг. 3. 13. Двойная петля для анкеровки отдельной ветви
мощного пучка или пучков, расположенных на большом
расстоянии друг от друга (по Рейнгарду Бауеру)
щ
Фиг. 3. 14. Двуслойная двойная петля
из проволок диаметром 5,3 мм во
время изготовления
Фиг. 3; 15. Большой петлевой анкер для пучка из многих прядей на натяж-
ном бетонном блоке, который будет замоноличен после натяжения арма-
туры (Мюлау, см. также фиг. от 9. 21 до 9. 33)
107
В такие петли могут закладываться трубки или при очень малых дна*
метрах стальные сердечники сплошного сечения. (В элементах напряжен-
ной арматуры системы «Леоба» [178] с натянутой стороны применяется
Фиг. 3. 16. Анкерное устройство с петлями для элемента
напряженной арматуры «Леоба» для 2X6 проволок диа-
метром 5,3 мм (см. также фиг. 3. 63)
анкеровка шести проволок диаметром 5,3 мм при помощи петель с внут-
ренним диаметром всего лишь в 45 мм (фиг. 2. 29 и 3. 16) (см. гл. 2. 16).
При столь малых радиусах кривизны проволоку
надо располагать только в один слой.
Упомянем, что оплетенные тросы с парал-
лельными проволоками на американских ви-
сячих мостах анкеруются многослойными пета
лями с радиусом г = 20D, которые можно
применить и для предварительно напряженное
го железобетона (фиг. 3. 17). К анкерным уст
ройствам с петлями относятся также и употре-
бительные канатные коуши.
3. 13. АНКЕРОВКА ПРИ ПОМОЩИ СВЯЗИ
СЦЕПЛЕНИЕМ И ТРЕНИЕМ ИЛИ СВЯЗИ,
РАБОТАЮЩЕЙ НА СРЕЗ
Уже ряд лет в предварительно напряг
женных изделиях, изготовляемых на стенде;
при бетонировании после натяжения приме-
ло
Фиг. 3. 17. Многослойное
анкерное устройство с
петлями холоднотянутой
проволоки диаметром
5 мм из Ст. 150, приме-
нявшееся на американ-
ских висячих мостах
Фиг. 3. 18. Эффект Хойера: проволока, забето-
нированная на стенде в натянутом состоянии,
после отпуска теряет напряжения на конце и при-
обретает здесь свои первоначальные размеры
108
искривление сечений
у конца
Поперечное
давление
ШЩ
\ t.t
Поперечное
растяжение
'ннншиншишп niuiiiniiiiitiiiiiiirrrm |^5
1 iП isi
lis
ill
Напряжения сцепле-
Z среднее ния между проволокой
и бетоном
л:мехся анкеровка одним только сцеплением. Веттштейн [85] и Хойер [36]
%ём- гл. 20) давно установили, что для этой цели выгодно применять очень
Гонкие, проволоки (диаметром 2 мм), так как они имеют относительно
Шольшую поверхность при малом сечении (струнобетон). Хойер отметил,
¦то натянутая проволока при ее отпуске утолщается у конца, вследствие
> ггого что напряжение в этом конце упало до нуля, и, таким образом,
заклинивается (эффект Хойера) (фиг. 3. 18). Правда, утолщение изме-
няется лишь несколькими микронами, но благодаря ему у конца прово-
локи в бетоне развиваются
л значительные радиальные
- напряжения, которые, по Ро-
»-. щу [70], могут доходить до
800 кг/см2; в результате со-
здается сильное трение, по-
': вышающее сопротивление
скольжению.
Рассмотрим более по-
дробно особенности напря-
женного состояния в этом
случае (фиг. 3. 19). Как
только проволока освобож-
дается от зажимов стенда,
ша укорачивается. Сцепле-
ние с бетоном мешает ей в
щом и передает усилие с
проволоки на бетон, который
..-Вследствие этого сжимается.
Т Дроцесс непосредственной
передачи усилий на бетон
проявляется у концов эле-
• мента и притом на тем более
коротком участке передачи,
дам больше сопротивление
г :скольжению тмакс. Это сопро-
тивление складывается из
непосредственного сцепления,
прения и при негладкой по-
верхности из сопротивления
срезу. На торце элемента на-
пряжения в стали и бетоне
должны равняться нулю. На-
пряжения сцепления между
проволокой и бетоном быст-
ро достигают максимально
^возможного значения; т макс
большей частью соответствует предельному сопротивлению скольжения.
Далее линия т понижается примерно по параболе. Вследствие сцеп-
ления, напряжения сжатия от проволоки переходят на бетон и искрив-
ляют концевые сечения бетона. Таким образом, возникает небольшая зона,
на протяжении которой проволока подвергается действию радиальных
сжимающих напряжений, увеличиваемых эффектом Хойера. За этой зо-
ной, однако, в бетоне возникают радиальные растягивающие напряжения,
Которые и вызывают необходимость в установке поперечного армирования.
шасток передачи усилия с проволоки на бетон кончается там, где напря-
жение -и становится равным нулю, т. е. там, где сжимающие напряжения
в бетоне сделались равномерными и уравновешивают силу натяжения
наклон зависит
от z
Напряжение
стали
{Напряжение
жетона
Фиг. 3. 19. Распределение напряжений в зоне
соединения предварительно напряженных про-
волок с бетоном у конца анкерного устройства,
основанного на сцеплении
109
стальной арматуры. В области радиальных сжимающих напряжений со-
противление скольжению может благодаря трению быть существенна
больше чистого сопротивления сцепления.
Хойер [36] приводит для определения длины переходного участка еле*
дующую формулу:
Z) 1 ть+\ 1Еете -— о'
тн
2a'v
Jv0
Здесь fi —¦ коэффициент трения проволоки по бетону; следует прини?
мать \i = ОД, ть = от 3 до 7, те — 3,3 (обратные величины коэффи*
циента Пуассона для бетона и стали);
a'v— контрольное напряжение;
avo — установившееся напряжение после отпуска арматуры.
-Если, учитывая проявление пластичности, принять Еь меньшим, чем
нормальный модуль, то для начального состояния по формуле получаются
значения длины участка X в 100—120 диаметров проволоки при
D < 3 мм, что подтверждено опытами Роша.
Радиальное сжимающее напряжение при этом будет равно
r mb+l Eeme — Gv .
Неприятным оказывается, однако, то, что с течением времени радиаль-
ные сжимающие напряжения уменьшаются вследствие ползучести бетона.
Если, благодаря трению сопротивление скольжения было выше сопротив*
Ц*525 нг/м3+ 1*/е пластификатора I
I высококачественный портландцемент)
Фиг. 3. 20. Гладкие проволоки с течением времени
проскальзывают на концах (по опытам Роша на прово-
локах диаметром 2 мм в призмах 12X12 см; наблюде-
ния через большие промежутки времени, се =* 15 000
кг/см2; возраст бетона при отпуске арматуры 22 дня;
Wat « 642 кг/см2)
ления чистого сцепления, то заделка у конца проволоки должна при этом
стать слабее, а длина участка передачи силы увеличиться. Действительно;
опыты, проведенные после длительного выдерживания балок, при много*
кратном повторении нагрузки показали, что гладкие холоднотянутые про*
волоки с течением времени втягиваются в бетон (фиг, 3. 20). Следовав
тельно, анкеровка одним только сцеплением ненадежна, особенно при
ПО
&асто повторяющемся нагружении и при коротких элементах. Хойер
поэтому пропускал проволоку между зубчатыми колесами, делал ее,
яаким образом, волнистой. При натяжении проволок эти волны вслед-
ствие высоких растягивающих напряжений почти полностью выравнива-
ются, освобожденный конец проволоки, однако, стремится снова принять
волнообразную форму и при этом создает усилия, действующие на бетон
в перпендикулярном% направ-
лении; эти усилия вместе с
легкой волнистостью повы-
шают сопротивление сколь-
жению.
* Позже от гладких прово-
док отказались совсем и пе-
решли к применению прово-
щоки с шероховатой поверх-
ностью или проволоки перио-
дического профиля. Такая
эдюволока при проскальзы-
вании в бетоне должна сре-
зать частицы бетона, проник-
шие в углубления на ее по-
верхности. В этом случае
имеет место связь, завися-
щая от среза, а не только от
сцепления или трения. Для
обеспечения анкеровки, зави-
сящей от обработки среза,
применяются следующие ви-
ды проволоки.
а) В Швеции поверхности
/холоднотянутой круглой про-
волоки придают травлением
шероховатость, благодаря
/даму возникает микрозацеп-
дяение с бетоном. Такая про-
волока там уже ряд * лет
применяется в больших мас-
штабах при производстве струнобетонных балок длиной от 3 до
15 м [50].
б) В Швейцарии поверхность холоднотянутой проволоки снабжается
^небольшими круглыми углублениями (сталь «Воко», фиг. 3. 21а). Эту
проволоку называют проволокой с вмятинами (dimpled wire). Такая
шроволока с конца 1954 г. выпускается и в Германии заводом «Фельтен
и Гильом».
в) В Германии для предварительно напряженного железобетона при-
меняют свитые проволоки — пряди (фиг. 2. 7) (плиты Шеффера, эле-
менты перекрытий типа Вальфера и Гебеля).
г) Заводом «Фельтен и Гильом» разработана крученая полосовая
8рматура типа «Нептун» (фиг. 3.216), жесткость которой достаточно
велика, чтобы при выдергивании из бетона обеспечить действие, анало-
гичное действию штопора. Сейчас арматура «Нептун» изготовляется с
Дополнительными поперечными ребрами (фиг. 2. 15), которые еще более
Улучшают сопротивление скольжению (см. также 2. 122 и 2. 125).
д) Металлургический завод в Рейнгаузене выпускает хорошо анке-
Рующуюся овальную проволоку периодического профиля (фиг. 2. 14).
В табл. 3. II приведена сводка полученных опытным путем величин
Фиг. 3. 21а. Холоднотянутая проволока с вмяти-
нами (Швейцария)
Фиг. 3. 216. Крученая полосовая арматура типа
«Нептун», термически улучшенная или холодно-
тянутая («Фельтен и Гильом», Кельн)
111
mm
f
щт.
T
—г
т—
J t
•—Н % средне
Фиг. 3. 22. При нормальном испытании на выдергивание из бетона хсред тем
больше, чем меньше длина заделки по отношению к D
' / / , I
/ // /
' ' '/ >
//'V
\W\\\
Линии распределения
L/ опорного давления
Деформации
Напряжения тальпи от
попрречиых деформаций
Растр/кепие
Статие 6 поаереигюм
направлении ""*
Фиг. 3. 23. При выдергивании проволоки из бе-
тона возникает эффект свода, повышающий со-
противление скольжению благодаря поперечному
давлению
«противлении скольжению различных видов проволок. При сравнении
результатов следует обращать внимание на влияния условий испытаний.
1. Сопротивление скольжению, принимаемое равномерно распределен-
ным, получается тем больше, чем меньше длина участка проволоки, заде-
ланного в испытываемом элементе, так как в этом случае решающее
"значение имеет пик кривой т (фиг. 3. 22)..
2. Сопротивление скольжению растет с повышением марки бетона,
его плотности и степени вызре-
вания. an-asoA. ^^v^o^x
3. Сопротивление скольже-
нию существенно зависит от
тШ> действует ли на проволоку
Поперечное сжимающее напря-
жением В обычном испытании
на выдергивание арматуры из
бетона (фиг. 3. 23) поперечное
сжимающее напряжение возни-
кает вследствие образования
внутреннего свода в бетонном
образце; эти напряжения тем
чувствительнее, чем выше само
по себе сопротивление скольже-
нию. Поэтому испытание на
выдергивание дает неточную картину по отношению к условиям анке-
ровки в местах возникновения трещин при изгибе (см. также гл. 6. 5) и
приводит к завышенным значениям тср6д .
4. Поперечное давление возникает также благодаря эффекту Хойера
(фиг. 3. 18). Напряженные проволоки обладают поэтому тем большим
сопротивлением скольжению на освобожденных концах, чем больше было
щ. Рош указывает, что при av = 15 000 кг/см2 получается значение
Рйакс, в 2—3 раза более высокое, чем при забетонировании ненапряжен-
ных проволок.
5. Поперечное давление может также возникнуть в натяжных бетон-
ных блоках с поперечной арматурой, ©следствие того что в них стеснено
поперечное расширение бетона.
Та б л.ид а 3. II
Показатели сцепления различных видов проволок, применяемых при стендовой
технологии по Рошу, при av*= 12 000 кг/см2 и марке бетона В 450 в момент
отпуска арматуры
Фиг. 3. 24. Распределение усилий от предвари-
тельного напряжения у конца балки (по Рошу)
Сорт проволоки
Диаметр
в мм
сред
кг\см*
Длина участка передачи
силы г )
в диаметрах про-
волоки
Круглая, холоднотянутая
То же
Проволока со вмятинами (акционерное
общество «Ферейнигте Дратверке»,
Биль)
Витые пряди
Квадратного сечения, крученая . . . .
1,5
2
3
5
3
4 0 2,6
я~4,5
32,5
17,5
12,5
10
50
30
20
14
34
72
150
18
52
68
Увеличение L вследствие ползучести учтено.
8 - 3206
~ 90-г-95 0
-170 0
-240 0
-300 0
— 60 0 (мини-
мальное зна-
чение)
~ 200 0 одной
проволоки
— 150 а
ИЗ
Все эти факторы мешают выяснению длины участка передачи сщщ
или длины аикеровки, исходя из одних только опытов по выдергиваний
В связи с изложенным, исследования сцепления арматуры с бетонокр-
поставленные Цюрихской лабораторией ЕМРА, выполнялись на балках и
сопровождались тщательными измерениями деформаций сжатия бетона!
ЕМРА была получена представленная на фиг. 3. 24 кривая; значения
длины Lu участка передачи усилия на бетон приведены в табл. 3. II.
Геде [186] измерил длины участков передачи силы с помощью наклеет
ных на бетон датчиков (тензометров сопротивления) и установил, что для
прядей, свитых из двух проволок диаметром от 2 до 2,6 мм, при бетоне
марки В 700 длина Lu < 28 см.
Проволоки с поперечными ребрами по фиг. 2. 14 и 2. 15 можно считатв
равноценными проволокам с вмятинами.
При исследовании напряжений сдвига на концах балок можно реко-
мендовать принимать длину участка равной l,5Le. Только за этим участ-
ком полностью действует сила натяжения.
Для элементов, подвергаемых динамическим нагрузкам, следует при-
нимать сопротивление скольжения равным приблизительно 65% его велт
чины при статической нагрузке, т. е. считать длину участка передачи силы
равной 1,5 La. В этом случае, кроме того, необходимо применять арма-
туру периодического профиля, т. е. со связью, работающей на срез.
Если рядом размещено много проволок, то следует помнить, что по-
перечное растяжение у конца балки тем больше, чем меньше расстояние
между проволоками (нужно поперечное армирование типа спирали).
В проволоках с поперечными ребрами эти ребра не должны оказывать
на бетон слишком большое давление; расстояние между ними нужна
выбирать так, чтобы использовать сопротивление срезу бетона между
отдельными ребрами; поперечное обжатие бетона повышает это сопро-
тивление.
Связь сцеплением и связь, работающая на срез, могут применяться
также при арматуре, натягиваемой после бетонирования, для анкеровки
концов в канале, если стенки канала, по крайней мере по концам, шеро-
ховаты или спрофилированы так, чтобы для нагнетаемого раствора созда-
вались условия, способствующие хорошему зацеплению.
Фиг. 3. 25. Применяемая акционерным обществом «Бетон унд Моньебау» вееро-
образная анкеровка со спиральной обмоткой для 12 овальных проволок
периодического профиля, при которой используется связь собственно сцеплением
и связь, работающая на срез
Если пучок проволок периодического профиля натягивается за один
конец, то на другом конце проволоки можно расположить веером и забе-
тонировать в спиральной обмотке. Акционерное общество «Бетон унд
Моньебау» применяет такой вид анкерного устройства; для надежности
концы'проволоки еще несколько отгибаются (фиг. 3. 25). Такое анкерное
устройство со спиральной обмоткой проще, чем устройство с крюками.
Концы проволок или прядей можно заанкеровать и в уже затвердев-
ших бетонных блоках, вставляя свободные концы в достаточно широкие
выемки с поперечными ребрами, сделанными, например, из плотно скру-
ченной мягкой проволоки, и заливая их раствором.
Щ
114
3i % АНКЕРНЫЕ УСТРОЙСТВА ИЗ СТАЛЬНЫХ ДЕТАЛЕЙ
3. 21. ПАРАЛЛЕЛЬНАЯ РЕЗЬБА
Фиг. 3. 26. Вид накатанной резьбы и структура
металла вблизи тела нарезки
В начальный период развития предварительно напряженного железо-
Жетона стержни напряженной арматуры закреплялись путем устройства
да их концах резьбы при помощи анкерных плит и гаек. Этот вид анке-
ррвки может и теперй применяться при арматуре т твердых сталей.
• г Однако на уменьшение нормального сечения из-за резьбы идут неохотно;
'"* поэтому концы стержней вы-
важивают в горячем состо-
янии так, чтобы сечение по
, внутреннему диаметру резь-
бы было таким же, как и се-
* чение всей остальной части
стержня. Преимущественно
А пользуются метрической мел-
* кой резьбой по нормам DIN
С Другой стороны, давно
известен способ накатки
резьбы в холодном виде за-
каленными роликами, при
котором резьба частично
вдавливается в стержень,
л частично выдавливается
наружу, за пределы его пер-
воначального диаметра. Бла-
' юдаря этому сечение резьбы
•гШ> внутреннему диаметру по-
ручается больше, чем в на-
резанной резьбе (фиг. 3. 26). Металлургический завод в Рейнгаузене
(применяет такого рода резьбу на Ст. 90 по предложению д-ра Кариг и
Ширмы «Дикергоф и Видман». Вследствие холодного наклепа стали стер-
жень по сечению с внутренним диа-
метром резьбы при постоянной на-
грузке обладает почти такой же
несущей способностью, как и вне
резьбы; стержень, таким образом,
можно использовать полностью.
Для передачи усилия на анкер-
ную плиту при допускаемой для
Ст. 90 силе натяжения достаточно
нормальной гайки из Ст. 44. Для
надежности, однако, ставят вторую
гайку или применяют удлиненную
гайку. Разработанная в машиностро-
ении соединительная ганка с буртом
(фиг. "3. 27) разгружает нижние
витки резьбы и распределяет на-
грузку по всем виткам равномернее, чем нормальная гайка. Такие гайки
с буртами следует предпочитать нормальным, в особенности при динами-
яеских нагрузках.
Размеры анкерной плиты должны определяться такими, чтобы пере-
дача силы натяжения на бетон осуществлялась в пределах допускаемых
напряжений. При малом числе анкеров можно применять сплошную
Шест и граней*
vL» круглая
-^ U<7 С/По
^ Ж\^\\ч\\*
Фиг. 3. 27. Особенно выгодна гайка с
буртом для анкеровки стержней напря-
женной арматуры, дающая хорошее
распределение усилий по всем виткам,
нарезки
8*
115
прямоугольную плиту; при большом их числе оказывается выгодной
штампованная плита, толщина которой к наружным краям уменьшается
или снабженная ребрами жесткости по углам,
Анкерные устройства с резьбой и гайками приняты в напряженно
армированных конструкциях типа «Дивидаг» фирмы «Дикергоф и Вид-
ман» для стержней из Ст. 90 диаметром 26 мм и в напряженно армиро-
ванных шпалах по Мейер-Каригу для стержней из Ст. 90 диаметром
18 мм. Оба типа анкерных устройств показаны на фиг. 3. 28 и 3. 29 ([1331
стр. 187 [134]). }у
Фиг. 3. 28. Анкерное устройство «Дивидаг» для стержней из Ст. 90 диаметром 26 мм.
Вверху — разрез, внизу — детали устройства
Опытным путем установлено, что размеры анкерной плиты могут быть
небольшими, если бетон под ней усилен поперечным армированием или
каким-либо иным образом защищен от поперечной деформации. Особенно
экономичны при этом круглые анкерные плиты.
Устройство резьбы путем холодной накатки вполне осуществимо и на
стержнях из термически улучшенной или холоднотянутой стали марки
Ст. 150. Для тонких стержней из высокопрочной стали, однако, выгоднее
и надежнее другие виды анкерных соединений.
Анкерные устройства с резьбой очень чувствительны к дополнительным
напряжениям изгиба при динамических нагрузках ([133], стр. 187). Необ-
116
родимо позаботиться о том, чтобы стержни в резьбе были нагружены
строго по оси. Анкерные плиты при помощи вспомогательной плиты, на-
винченной на резьбу, должны выверяться, для того чтобы они прилегали
ес бетону при строго перпендикулярном оси положении. Натяжной дом-
крат должен устанавливаться так, чтобы его ось была параллельна оси
стержня.
Стержни, предназначенные для анкерных устройств с резьбой, должны
поступать на завод для накатки резьбы с точными размерами по длине;
резьба должна быть тщательно защищена от коррозии и загрязнения.
Сторона натяжения
Сторона анкеродии
Гайка для
ыатятем
ПоднАаднцр шсйва
Предохранительная
шаиоа
Реэьд~а М20,нггн-атпнна<*
в холодном состоянии
Фиг. 3. 29. Анкерное устройство для стержней из Ст. 90
диаметром 18 мм для шпал [134]
Анкеровка резьбой позволяет регулировать удлинение путем подтя-
гивания гайки и добиваться точного натяжения даже в коротких
стержнях.
3. 22. КОНИЧЕСКАЯ РЕЗЬБА
Если глубину резьбы у конца стержня выполнять очень мелкой, а за-
тем постепенно увеличивать ее глубину и применять соответствующим
образом притертые гайки достаточной длины, можно достигнуть того, что
несущая способность стержня по резьбе составит около 90% общей несу-
щей способности стержня при постоянной нагрузке. При динамических
нагрузках нарезанная коническая резьба немного лучше, чем накатанная
в холодном состоянии. Гайка при такой резьбе должна затягиваться до
конца, и подтягивание ее невозможно. В показанном на фиг. 3. 30 анкер-
ном устройстве «Леоба» гайка поэтому используется как неподвижная
яасть анкера, в которую входит сменный стержень для натяжения с па-
раллельной резьбой; этими стержнями и создают натяжение.
Таким образом, на заложенных в конструкцию стержнях нужно наре-
зать только короткую резьбу, и все же можно точно регулировать удли-
нение при натяжении.
В английском способе Ли-Мак-Колл ([214], стр. 111) используется
такая же резьба на стержнях крупного диаметра, упрочненных холодным
наклепом (фиг. 3.31), с гайкой, опирающейся на анкерную плиту. До-
пуски на удлинение при натяжении и на длину стержней приходится при
этом компенсировать маленькими подкладками, что затрудняет точную
регулировку удлинения при натяжении.
117
Опалубка
Положение при бетонировании
Если удлинение от натяжении >5c^t то здесь
\| закладываются промежуточные кольца
ДнкероВка пальца
анкерная плит
без обмотки
Фиг. 3. 30. Коническое анкерное устройство «Леоба» для стержней из Ст. 90.
Натяжную плиту и натяжной стержень можно снять после затвердения
заинъектнрованного раствора
Фиг. 3. 31. Резьба, применяемая в способе
Ли-Мак-Колл
3. 23. КЛИНОВЫЕ АНКЕРНЫЕ УСТРОЙСТВА
Свойства термически улучшенных сталей уже давно привели к при-
менению клиновых устройств для закрепления напряженных проволок.'
Этот тип анкеровки не так прост, как представляется. Его использование
связано с соблюдением следующих правил (фиг. 3.32).
Внутренняя поверхность клина должна быть шероховатой, а твердость
больше, чем твердость анкеруемого стержня, чтобы клин мог в него вре-
заться. Уклон клина не должен быть ни слишком велик, ни слишком мал.
Он зависит, например, от того, запрессовывается ли клин с силой (за-
прессованный клин) или он сначала загоняется на место слегка, а затем
Фиг. 3. 32. Принцип действия анкерных устройств с клиньями или конусами.
Скользящий конус и запрессованный конус со схемой сил
при дальнейшем скольжении по своей задней поверхности сдавливается
и закрепляется полностью (скользящий клин). При применении скользя-
щего клина задняя его сторона и прилегающая к ней поверхность анкер-
ной плиты должны быть крутыми и гладкими, чтобы возникающее на них
сопротивление трения было невелико. С другой стороны, благодаря такой
конструкции радиальные расклинивающие силы, а с ними и поперечное
давление на стержень достигают значительной величины, и размеры
анкерной плиты должны быть выбраны соответственно.
Если клин запрессовывается с большой силой, то уклон клина можно
увеличить и уменьшить, таким образом, расклинивающее усилие. При
запрессовке нужно перемещать клин и стержень вместе, чтобы избежать
ори снятии натяжного домкрата проскальзывания стержня. В последнее
время сконструированы домкраты, удовлетворяющие этому требованию.
Зацепление между клином и стержнем образуется тогда силой запрес-
совки, и ему не грозит проскальзывание. Необходимая длина клина опре-
деляется тем, соприкасается ли клин с анкеруемой проволокой только по
касательной или по поверхности и придан ли поверхности клина специ-
альный профиль или она только немного шероховата.
Во многих клиновых анкерных устройствах полагаются только на
•Жрение между стержнем и клином (отсутствует зацепление). В этом случае
клинья должны быть длинными и плоскими и не должны быть тверже,
119
чем сталь натягиваемой арматуры. Для повышения шероховатости тру.
щихся поверхностей используют кварцевый песок или карборунд, Давле-
ние на стержень должно быть достаточно высоким, чтобы предотвратить
проскальзывание.
Приходится, следовательно, учитывать множество вещей. Поэтому
нужно применять только такие клиновые анкерные устройства, которые
испытаны и оправдали себя на практике. При этом необходимо проверять,
достаточна ли твердость стали и соответствует ли предъявляемым требо-
ваниям качество трущихся поверхностей.
Фиг. 3. 33. Анкерное устройство с клиньями и набором плит
(sandwich-plates), предложенное проф. Маньелем
Одно из старейших клиновых анкерных устройств для напряженных
проволок принадлежит Маньелю [81] (фиг. 3.33). В этом устройстве по
две проволоки закрепляются одним клином. Анкерная плита имеет вверху
и внизу по клиновому пазу или по нескольку расположенных пазов. Для
закрепления мощных пучков такие анкерные плиты просто укладываются
друг на друга (sandwich-plates). Проволоки закрепляются таким же кли-
новым устройством на натяжном домкрате и натягиваются попарно.
Фрейсине (см. гл. 20 и [46]) разработал замечательное клиновое анкер-
ное устройство, которым закрепляется одновременно 12—18 проволок
(фиг. 3.34). Тело анкера состоит из армированного обмоткой бетонного
блока (бетон марки В 600) с круглым коническим отверстием, стенка ко*
торого образована плотно намотанной спиралью из проволоки диаметром
2,5 мм из Ст. 200. Расположенные по контуру подлежащие натяжению
проволоки пропускаются сквозь отверстие и после натяжения закрепля-
ются слегка запрессованным конусом из бетона марки В 1000; по оси
конуса расположена стальная трубочка для последующей инъекции рас?
твора в канал. Внутренняя проволочная спираль из Ст. 200 тверже, чем
напряженная проволочная арматура из Ст. 160. На бетонном конусе
устроены канавки, чтобы проволоки прилегали к нему по поверхности;
Бетон конуса испытывает очень высокие напряжения, но так как дефор-
мации его ограничены, несущая способность его оказывается-достаточной.
120
-Дннерный нонус с трубочной
кдлп нагнетания растёора
Проволоки #5
Поперечное растяжение в блоке воспринимается трехслойной обмоткой из
Ст. 37 диаметром 5 мм. Все анкерное устройство в целом представляет
собой во всех отношениях пример правильного сочетания материалов
оазного качества, но изготовление деталей этого устройства требует вы-
шкой точности [80, 125, 129].
По способу Франки-Смет подвергаются одновременному натяжению
до 12 проволок, но маждая проволока анкеруется отдельно в коническом
отверстии, расположенном
Шоку; и коническим клином, , - - -
имеющим со стороны прово-
локи канавку. Проволока со-
прикасается с клином только
по двум линиям (фиг. 3. 35)
([214], стр. 106).
Малле, Тариж и др. анке-
руют в пучках каждую про-
волоку в отдельности кольце-
образным клином, причем
весь пучок натягивается од-
новременно.
Моранди (Италия) при-
меняет анкеровку проволок
попарно в сверлениях с ко-
ническими пазами; цилинд-
рические клинья имеют так-
же конические пазы (фиг.
Ш 36) ([214], стр. 117). Одно-
временно натягивают по две
пары проволок; этим спосо-
бом можно- составлять эле-
менты предварительно на-
пряженной арматуры с 4, 8,
12 и 16 проволоками.
Выгодная сторона анкер-
ных устройств с клиньями
заключается в том, что нет
необходимости в соблюдении
точной длины при нарезке
проволок, в возможности
замены отдельных проволок,
если понадобится, и в том,
что натяжение можно вести
с обоих концов.
Недостаток большинства
старых анкерных устройств -
с клиньями в том, что стерж-
ни в начале конуса во время
натяжения изгибаются и по-
том отгибаются назад.
Чувствительные к местным перегрузкам стержни склонны к разрыву
в таких местах; кроме того, в них возникает излишнее трение.
Располагая клинья вокруг проволоки снаружи (фиг. 3.37), избегают
разведения проволоки в стороны. Клинья (конусы) должны быть разрез-
Шми, чтобы их действию не мешала кольцевая сжимающая сила.
В способе акционерного общества «Гохтиф» анкеруются круглые пучки
Из 12 проволок диаметром 8 мм, которые в анкерном устройстве распо-
/2 в 5
Прсболочмая спираль
Кою ух
Фиг. 3. 34. Вверху общий вид деталей анкер-
ного устройства системы Фрейсине на 12 про-
волок (слева — для диаметра 5 мм, справа —
для диаметра 7 мм)\ внизу — разрез по
анкеру в сборе
121
лагаются-прямолинейно (фиг. 3. 38). Длинный трубчатый сердечник под-
держивает проволоки, на которые давят 12 отдельных клиньев; эти клинья
скользящие. Внутренняя поверхность клиньев снабжена насечкой
(фиг. 3. 39), наружная поверхность гладкая и имеет очень малый уклон;
Вид спереди
Фиг. 3. 35. Клинья с односторонней канавкой в конических сверлениях
(способ Франки-Смет)
при скольжении, когда происходит заклинивание проволок, наружная
поверхность клина скользит, а внутренняя без скольжения по отношению
к проволоке хорошо зацепляется с ней [191].
Большинству применяемых до сих пор типов анкеровки со скользя-
щими клиньями свойственен тот недостаток, что в конце процесса натяже-
Фиг. 3. 36. Клинья Си пазами для двух фиг. 3. 37. Запрессовываемые клинья,
проволок и натяжной домкрат, одно- расположенные вокруг проволоки, для
временно натягивающий две пары про- одной или нескольких проволок
волоки (по Моранди)
-ния при освобождении от натяжного домкрата возникает различное по ве-
.личине проскальзывание до того момента, пока клинья не зажмут оконча-
тельно. Величина этого проскальзывания может составлять от 0,5 до
4 мм\ она, естественно, меньше у клиньев одиночных проволок, чем у
.клиньев для целых пучков. При длинных элементах предварительно на-
J22
пряженной арматуры проскальзывание компенсируется соответствующим
превышением номинального значения удлинения, но при коротких стерж-
нях их нельзя из-за проскальзывания достаточно точно натянуть до
получения требуемой силы.
Вид спереди
Перед матя?кением
Этот дефект устраняется, если
запрессовать клинья со столь
большой силой, что шероховатая
поверхность клина при этом не
¦смещается по «стержню арматуры.
Перемещение при заирессовке мо-
жет быть определено заранее и вы-
держиваться точно; 'в этом случае
можно создавать точное натяже-
ние при анкеровке клиньями и в
Коротких элементах напряженной
арматуры. Нужный для этого дом-
крат описан в 4. 314.
Прессовые клинья позволяют
анкеровать кольцеобразные слои
проволок, для чего клинья делают
длинными и (плоскими, а между
слоями, чтобы воспрепятствовать
скольжению, располагают шерохо-
ватые и твердые прокладки или плотные спиральные обмотки из твердой
проволоки (фиг. 3. 40).
Фиг. 3. 38. Анкерное устройство с клиньями
для 12 прямолинейных проволок с отдель-
ными наружными клиньями, способ «Гох-
тиф», и натяжное устройство
а — проволока арматуры; Ь — кольцевая плита;
с — анкерная плита; d — трубчатая деталь;
е — клинья
123
Фиг. 3. 39. Насеченная внутренняя по
верхность клиньев «Гохтиф»
Перъд запррссовкои
С другой стороны, опыты показали, что, несмотря на большую длину-
клиньев, не удается закрепить все слои четырехслойиого кольцевого
пучка, поэтому нельзя делать больше двух слоев.
Можно также применять запрес-
:" ""¦' ¦¦¦¦¦- . -.¦..¦---;; т^ совку нескольких отдельных клиньев*
и при помощи соответствующих мер
обеспечить равномерное распределе-
ние усилий между клиньями.
При динамических нагрузках ан-
керные плиты должны иметь такук>
форму, чтобы клинья у своих внут-
ренних концов нажимали на прово-
локу слабо, а кнаружи — со все воз-
растающей силой.
В последнее -время акционерное
общество «Грюн и Бильфингер» при-
меняет прессовые клинья, располагая
проволоки между клиньями, имею-
щими форму секторов; таким обра-
зом, проволоки закрепляются тре-
нием вследствие вторичного, напоминающего действие овода, эффекта
кольца из клиньев (фиг. 3. 41). Домкрат <в настоящее время имеет такую
конструкцию, что запрессовка клиньев происходит при закрепленных про-
волоках (,[214], стр. 244).
Акционерное общество «Гельд и Франке» анкерует проволоки вокруг-
сердечника, обмотанного
рояльной проволокой, при
помощи трех секторных
клиньев, внутренние по-
верхности которых снаб-
жены насечкой в виде на-
резки (фиг. 3. 42). Каж-
дый сектор конуса давит
на две наружные проволо-
ки. Клинья запрессовыва-
ются.
Первая осуществлен-
ная конструкция с прессо-
выми клиньями, -в которой
нет относительного смеще-
ния клиньев и проволоки
при запрессовке, использо-
вана в разработанном
К. Бюером способе, приме-
няемом акционерным об-
ществом «Гейльманн и
Литтман»; в этом способе
проволоки натягивают и
заклинивают по одной.
Кольцевые разрезные кли-
нья имеют изнутри резь-
бообразную поверхность,
снаружи гладкие с укло-
ном 1 : 14, разрезы по
двум диаметрам (фиг.
3. 43) [213].
Спиоо/lo из
б?и г>родолог<и
Фиг. 3. 40. Анкеровка двух кольцеобразных слоеЕ?
проволок с твердой прокладкой при помощи прес-
совых клиньев (схема еще не испытана)
124
Недавно (1953 г.) Церна разработал клиновое анкерное устройство
для многих слоев проволоки (фиг. 3. 44а), в котором овальные прово-
локи периодического профиля (см. фиг. 2. 14) зажимаются между сталь-
ными длитами из Ст. 37, опирающимися на две стальные подкладные
Гоибкг из кровельной стали
бетонируется позже
Продольный разрез
Вид спереди
Проволока
Клинья
из Cm 70/г;
Янпвр из Ст. §01
Фиг. 3. 41. Секторные клинья, зажимающие проволоки ме-
жду секторами вследствие распора аналогично действию
свода (по способу акционерного общества «Грюн и Биль-
фингер»)
Продольный разрез '/
Резиновая муфта
Амперная голодна
Нлинья
Вид спереди
Дмпсрпая голодна
Распределительная плито
Фиг. 3. 42. Три секторных клина анкеруют семь проволок; про-
волока сердечника имеет на длине конуса сплошную, а по краям
более редкую обмотку из твердой проволоки (по способу акцио-
нерного общества «Гельд и Франк»)
плиты 6 посредством зажимных плит 7. Можно разместить один над дру-
гим много 'слоев и прижать их ©се друг к другу одной клиновой плитой 5,
которая запрессовывается при помощи приспособлений, показанных на
фшуЗ. 446 и 3. 44в, с такой силой, что поперечные ребра проволоки вреза-
125
.!. "'^ШШ^й-¦^^¦¦:¦'¦¦¦ y^'s';S
ЩЩ
Фиг. 3. 43. Кольцевые разрезные клинья
для запрессовки отдельных проволок
(способ Гейльманна и Лпттмана) (см
также фиг. 4. 9)
Продольный разрез
Разре?по /7-Я
/ — зажимная плита толщиной 15 мм из Ст. 60;
Фиг. 3. 44а. Анкерное устройство с кли-
новой плитой для 24 овальных проволок
периодического профиля (из стали «Сиг-
ма»), которые аикеруются запрессовкой
одной лишь клиновой плиты 5 (по
Церна, способ Филиппа Гольцмана)
(см. также фиг. 3. 446)
^ ¦ ¦ --,- --- -- -- — -- —, 2 — внутренний бетонный блок; 3 — обмотка внут-
реннего бетонного блока Ст. 180/20С диаметром 4 мм; 4 __ промежуточные плиты толщиной 65 мм
из ы\ bU; 5 — плоская клиновая плита; 6 — поцкладные плиты толщиной 10 мм из Ст. 60; 7 — бо-
ковые распорные плиты толщиной 5 мм; 8 — монтажный блок диаметром 8 мм; 9 — внешний блок;
itf — арматура внешнего блока; 11 — примыкающая коробка; 12 ~- натягиваемые овальные прово-
локи периодического профиля 9 X 4,2 мм из стали «Сигма». Ст. 145/160.
126
дется в промежуточные плиты из Ст. 37. Одного клина достаточно, чтобы
закрепить много проволок, расположенных © несколько слоев и вместе
подвергаемых натяжению. Расклинивающая сила, зажимающая прово-
Днкеровка б сооружении
Запрессовка клина в натямндщ
анкерном устройстве
Гидрабпический домкрат
на 30 т
Устройство
для запрессовки клина-
Фиг. 3. 446. Вспомогательное устройство для запрессовки клиновой плиты в
натяжное устройство (способ Филиппа Гольцмана)
Днкеродна в сооружении
Начало натяжения
¦>ЛУ>>>ЛУ>>^
.v^sto^
?^T
Ликерное устройство
Фиг. 3. 44в. Натяжное устройство (способ Филиппа Гольцмана)
Гидравлический
домкрат
Разрез по Д-В
Фиг. 3. 45. Анкеровка пучков проволок между параллельными
поверхностями стальных деталей с запрессованным по оси
коническим штифтом (по А. Боссиху, акционерное общество
«Вайс и Фрейтаг»)
®жи, через бетонные блоки 2 полукруглой формы передается предвари-
ташно напряженной обмотке. Предварительное напряжение этой обмотки
^Одерживается распорными плитами 7.
127
Другое анкерное устройство, в котором проволоки анкеруются между
•параллельными поверхностями стальных деталей только при помощи по-
перечного давления, создаваемого одним клином, предложено Францем
А. Боссихом (из акционерного общества «Вайс и Фрейтаг», германский
патент № 879903) (фиг. 3.45).
В этом устройстве расположенные по кругу проволоки зажимаются
между наружной толстостенной стальной трубчатой деталью и цилин-
дрическим сердечником, когда этот сердечник раздается перемещающимся
вдоль оси твердым коническим штифтом.
Оба последних анкерных устройства обладают тем преимуществом
что при снятии натяжного домкрата не наступает ни проскальзывания
проволоки, ни перемещения между проволокой и зажимными плитами.
Если применяются гладкие проволоки, то, конечно, нужно обеспечить до-
статочно высокое трение.
3. 24. АНКЕРОВКА ПРИ ПОМОЩИ КАНАТНЫХ ГОЛОВОК
Вид сбоку
Г
Ш
-гв
п
t
Головки, употребляемые для заделки концов тросов, в которых концы
¦проволок заливают баббитом, могут применяться и для предварительно
напряженного железобетона (фиг. 3.46). Обычно длина головки равна
5 Д а диаметр в конце конуса 2 D. Проволоки удерживаются благодаря
сцеплению с металлом заливки и сильному
поперечному давлению, которое возникает
от того, что конус металла заливки втяги-
вается в охватывающую его канатную го-
ловку. При этом в головке возникают коль-
цевые растягивающие напряжения, опреде-
ляющие толщину ее стенок. Хорошее сцеп-
ление получается, только когда поверхность
проволок безукоризненно обезжирена. По-
перечное давление тем сильнее, чем глаже
внутренняя поверхность канатной головки.
В качестве металла для заливки могут
применяться только такие сплавы, точка
плавления которых лежит ниже 330°С, так
как в противном случае страдает прочность
проволоки. Употребительный состав сплава;
17% цинка, 68% свинца, 15% сурьмы [95].
Канатные головки изготовляются боль-
шей частью из стального литья Ст. л. 52. 81.
Для конструкций из предварительно напря-
женного железобетона целесообразно отли-
вать заодно с головкой анкерную плиту (фиш
3. 47) и подкреплять ее ребрами. На внеш-
нем конце располагается выступающее коль-
цо для установки натяжного устройства
(см. фиг. 4. 16); это дешевле, чем удлине-
ние натяжной головки с внутренней резьбой.
Толщину стенок канатной головки можно
'существенно уменьшить этим способом, так как кольцевые растягивающие
силы воспринимаются при этом анкерной плитой и утолщенным концом;
Пригодное для этого устройства натяжное устройство описано в гл. 4. 39.
На фиг. 3. 47 также показано, как эта канатная головка после натяже-
'иия каната просто и надежно закрепляется. Круглая плита канатной го?
Разрез по R-b
Фиг. 3. 46. Нормальная
канатная головка для ан-
керовки пучков проволок
1128
Разрез по Л-В
ловки вставляется в трубчатую деталь с приваренной в виде дна плитой.
Эта трубчатая деталь несколько длиннее, чем удлинение при натяжении,
й снабжена вверху вблизи конца несколькими отверстиями. Когда канат-
иая головка вытянута из трубы на величину удлинения при натяжении, то
церез эти отверстия насыпают и уплот-
няют вибрированием мелкий прокален-
ный песок до полного заполнения поло-
сти. Хотя после закрАтия отверстий пе-
сок и не может высыпаться, но можно
предпринять дополнительные меры
предохранения путем инъекции через
нижние отверстия жидкого цементного
молока.
Щрн анкере такой конструкции при-
мененном, по сведениям автора, на мо-
сту через Эльц, в Блейбахе и на неко-
торых других стройках [96], давление
канатной головки на песок в полости
можно допускать 200—300 кг/см2, в то
время как давление примыкающей к
трубе плиты-днища на бетон можно
ограничить 140—200 кг/см2.
Неоднократно вместо баббита про-
бовали производить заливку цемент-
ным раствором. При этом конус делают
несколько длиннее, повышают сцепле-
N\1/7epe(? натяжением
щ
4 Днхермыц цилиндр
Песок
Фиг. 3. 47. Вверху — канатная головка, пригодная для предвари-
тельно напряженного железобетона, с отлитой заодно анкерной пли-
той и внешним кольцом для присоединения натяжного устройства;
внизу — закрепление натянутого пучка при помощи заполнения
полости песком
йие цементного раствора с проволокой путем введения специальных
Добавок. На практике такой способ заливки для гладких проволок при-
менялся мало. Способ этот приобрел значение только после разработки
йроволок периодического профиля. Так, фирма акционерного общества
<Шетон унд Моньебау» заливает цементным раствором пучки овальных
9 - 3206
129
проволок периодического профиля в головке, которая на конце снабжена
резьбой для натяжения и закрепления (фиг. 3.48). Анкерные устройства
с канатными головками при правильном их выполнении надежны, но из-
за высокой стоимости литья сравнительно дороги.
Фиг. 3. 48. Анкерная головка для пучка из 12 овальных проволок
периодического профиля (конструкция Бетон унд Моньебау)
3. 25. АНКЕРОВКА ТЯНУТЫМИ ГИЛЬЗАМИ
В промышленности, производящей проволочные канаты, на концы
прядей или канатов надевают короткие толстостенные куски труб и при
помощи волочения запрессовывают их на проволоках. Труба протяги-
вается в холодном состоянии через волочильный глазок с меньшим диа-
Фиг. 3. 49. Анкеровка канатов насаженными в холодном виде
тянутыми гильзами
метром й вследствие этого вдавливается в поперечном направлении в
проволоки. Это устройство называют тянутой гильзой (в США — «tru-
lock») (фиг. 3.49).
Самый крупный завод проволочных канатов в США (Дж. Реблинг)
изготовляет семипроволочные пряди диаметром до 25 мм из холоднотяну-
тых правленых и оцинкованных проволок, снабженные такими гильзамщ.
на свободном конце которых устроена резьба; эта резьба используется для
натяжения, как резьба на стержнях (фиг. 3. 50).
Металлургический завод в Рейнгаузене изготовляет анкерные устрой-
ства с тянутыми гильзами для пучков из 13 проволок диаметром 5,2 мм
(сила натяжения 25 т) или из 26 таких проволок (У=50 г), расположен-
130
ш-
н
if.
ных по кругу (фиг. 3.51). Между проволоками, сердечником с попереч-
ными канавками и гильзой необходимое зацепление обеспечивается кар-
борундовым порошком и т. п.
Удается даже обеспечить анкеровку пучка проволок, расположенных
в два кольцеобразных слоя, при
помощи достаточно мощной гиль-
зы (фиг. 3. 40). На Конце сердеч-
ника из термически улучшенной
стали марки Ст. 35—45 наре-
зается резьба, которая служит
для анкеровки и натяжения, как
при установке отдельного стержня
крупного диаметра. Анкеровка и
здесь создается путем запрес-
совки* как и в анкерном устройстве по фиг. 3. 45. Тянутые гильзы должны
запрессовываться на заводе; они поэтому применимы для элементов пред-
варительно напряженной арматуры, изготовляемых заводским способом.
Фиг. 3. 50. Тянутые гильзы для семи-
проволочных прядей, изготовляемые
Дж. Реблингом (США)
\-зо-
-175-
\ Т "'до ~—Т20"
V 1 I 1 150 ~ 1
20 -Ь- 40
L
п
+~г-\^Гильза из Cm 50 ft
Щ
u.
-то-
-23S+a
ш
l||+WlW4+IIW++l!+fejd
•20^25 <
110
НавапьцоЬанноя натяжная
голодна
Сердечник из Cm 3S
накатанная резьба М27
Разрез по Д-8
U-a
05 2мм;Ст?Ч5
Навальцовамнаа натрмная
голодна
Разрез по Д-Ь
Вставки
26 проволок
05,2ммГтШ5,
Сердечник из Cm 45
терм улучш
Фиг. 3. 51. Анкерное устройство с тянутыми гильзами на 13 и 26 проволок
диаметром 5,3 мм (металлургический завод в Рейнгаузене)
3. 26. АНКЕРОВКА ВЫСАЖЕННЫМИ ГОЛОВКАМИ
На концах стержней из твердой стали можно путем высадки в холод-
ном или горячем состоянии образовать головку, используемую для пере-
дани усилия натяжения через стальную анкерную плиту. Часто высажен-
|®го коническую головку утапливают в анкерной плите (фиг. 3. 52). Этот
ВВД анкеровки описан у Мёрша [55] в применении к употребительной в то
9* щ 131
время крупповской стали Ст. 100. Эта анкеровка использовалась при на^
тяжении арматуры на стенде.
Долгое время высаживание анкерных головок осуществлялось только
на стержнях из твердой легированной стали, так как холоднотянутые или
термически улучшенные стали нельзя подвергать нагреву для горячего
высаживания, а для холодного высаживания их считали слишком хруп-
кими.
В 1949 г. швейцарские инженеры (Биркенмайер, Брандестини, Рош,
Фогт — ББРФ) показали, что на холоднотянутой проволоке можно выса-
живать в холодном состоянии бочко-
образные головки (фиг. 3. 53). Ко-
нец проволоки должен быть ровно
обрезан под прямым углом; прово-
локу зажимают так, чтобы ее конец
выступал приблизительно на 1,5Д и
медленно с достаточной силой нажи-
мают на торец. Испытания показали,
что высаженная головка обеспечи-
вает надежную анкеровку даже при
динамических нагрузках, если при-
менить анкерную плиту из более
мягкой стали (Ст. 52 — Ст, 70) и с
соответствующим сверлением. Каче-
ство такого анкера зависит не только
от свойств стали, но также от ско-
рости, с которой осуществляется про-
цесс высаживания. Поэтому для вы-
Хомут
Фиг. 3. 52. Высаженная анкер-
ная головка с анкерной плитой
для стержней из твердых ста-
лей (по Мершу)
&Ш&
Фиг. 3. 53. Высаженная в холод-
ном состоянии анкерная головка
на холоднотянутой проволоке из
Ст. 150 — Ст, 170 (способ ББРФ,
Швейцария)
саживания можно применять только испытанные машины (фиг. 3. 54) и
сталь. Для высаживания анкеров приемлема также проволока из терми-
чески улучшенной стали, если она не черезчур хрупка [140, 160], (см.
также гл. 2. 172).
Под названием способа ББРФ разработаны различные натяжные и
анкерные устройства, основанные на применении высаженных анкеров, на-
шедшие распространение, в особенности, в Швейцарии, Италии и Герма-'
нии, а также в США.
На фиг. 3. 55 показана анкерная головка отдельной проволоки с наса-
женной под ней втулкой, имеющей резьбу по наружной поверхности и
используемой для захвата проволоки натяжным домкратом. После натя-
132
зкения проволоки между втулкой и анкерной плитой помещается стальная
деталь, толщина которой соответствует удлинению проволоки при натя-
жении.'На другом конце достаточно иметь только подкладную плиту такой
толщины, чтобы анкерная головка не прорезала ее.
Высаженные анкеры системы ББРФ могут быть использованы при
групповом натяжении большого числа проволок. Есть примеры группиро-
вания таким путем ручков, состоящих из 43 проволок.
На фиг. 3. 56а представлен арматурный элемент, рассчитанный на
усилие натяжения в 80 г и состоящий из 36 проволок диаметром 6 мм,
Щ§5
. MSlM-St.'-'J.
Фиг. 3. 54. Машина для высажива-
ния анкерных головок по способу
ББРФ для проволок диаметром до
6 мм
Фиг. 3. 55. Анкеровка отдельных про-
волок высаженными анкерами ББРФ
объединенных одним анкером; в анкерной головке предусмотрена внут-
ренняя резьба для стержня, передающего натяжение, и наружная резьба
для опирающейся на анкерную плиту опорной гайки.
Отверстия в анкерной головке можно расположить довольно тесно, так
что проволоки в примыкающем кожухе из листовой стали могут быть
разведены лишь незначительно.
Все проволоки пучкового элемента должны быть обрезаны одинаково
по длине на подложке. Затем надеваются трубки из листовой стали и ан-
керные плиты. На конце должен быть помещен отрезок трубы такого диа-
метра, чтобы его можно было отодвинуть назад, поверх основной трубки,
При высадке головок на концах проволок, выступающих из анкерной
плиты.
Компания «Prestressing Incorporated» (Сан-Антони, Техас, США)
применяет проволоки со сдвоенными головками (duplex-headed wire) по
фиг. 3. 56в; на проволоке в холодном состоянии высаживаются кольцеоб-
разные утолщения. Головка на конце проволоки используется для закреп-
ления в натяжном домкрате, внутренняя головка — для закрепления в
анкерной плите. После натяжения выступающий конец отрезается. В этом
способе нельзя усмотреть особых преимуществ, так как анкерное устрой-
ство должно быть разрезным; представляет интерес то, что удается вы-
садить головку на среднем участке проволоки, не понизив прочности про-
133
134
Вид анкерной плиты спереди
__ 220
Отверстия о 6,5мм
J^&Hoioo
юо'ооо
)00|000'
Анкерные головни
Поперечный рйэрез no С-П
а
OOIOOCX
ооооо>
5*(3,5=67,5цц Х^Сверпечие еь5*
Загнутый'крючком штиф/п для фимса-\
ции узловых головом Все остальные го-\
\повки долтнь! со стороны онкеровпи ппот
но прилегать н анкерной плите со ста-*
роны натя/ненця небольшой зазор \
Продольный разреэ по Й-В
Ь-яВитнодая спираль изотерм-
нр « /6 внутренний диаметр' 250мм
Резиновое
уплотнение
г-2
мягняя резиновая
/трубка и//бмм
1&т
Днкррмая плита
? из Cm J 7
Триба из нровелонай стопи
длиной 2м 43/U3 (всбети)
К фиг. 3. 566. Забетонированный (хвостовой) анкер арматурного элемента
на 80 т системы ББРФ
Фиг. 3. 56в. Проволока с двумя
головками (США)
волоки. Вероятно, для этой цели приемлемы специально подобранные
сорта стали.
При использовании высаженных анкеров необходимо, так же как при
применении резьбовых концов и канатных головок, обеспечивать точную
заготовку по длине элементов натягиваемой арматуры, причем исклю-
чается замена проволок.
3. 27. АНКЕРОВКА. КОЛЬЦЕВЫМИ РАСПОРКАМИ
В США разработано анкерное устройство, состоящее из тонколисто-
вых стальных кольцевых распорок, расположенных в несколько рядов
одна над другой (фиг. 3.57). Во время перемещения стержня при натя-
жении внутренние края распорок прилегают плотно к стержню. Когда
стержень стремится вернуться в исходное положение, распорки вдавли-
ваются в него, анкеруя его: распорки опираются на охватывающую их
стальную отливку. Изображенное на фиг. 3. 57 анкерное устройство рас-
считано на стержень диаметром 25 из стали Ст. 200, натягиваемый
силой в 80 т. Это устройство является, следовательно, достаточно'
мощным.
Бюрер предложил для стержней из Ст. 50 анкерные устройства такого
же типа, но несколько более простые по конструкции.
Преимущества этих анкерных устройств состоят в том, что не нужна
точная заготовка стержней по длине, а также что силу натяжения можно
прилагать и в промежуточных точках стержня. Места вмятин анкерных
распорок обычно менее глубоки, чем резьба.
Разрез
Продольный разрез
Виды д плане
62 иди. —\12V-~ 62 —-|72|
эдПШП11^^Ш1П1]3 Ш/ Анкерное кольцо
Ж Ш\ /Ж\ Ш Нг~с наклонными рас \Ш К Шу
'ЩШшШшШиг' порками шйЬпттгтгггбШ W
^ЧЩЩДЩЦ^ КОЛЬЦО *щцщш*>-
Фиг. 3. 57. Анкеровка кольцевыми распор-
ками на усилие в 80 т (по Прилоуд,
США)
Фиг. 3. 58. Анкерное устройства
с последовательно расположенны-
ми малыми тарельчатыми пружи-
нами С схем этический чертеж)
136
3. 28. АНКЕРОВКА ТАРЕЛЬЧАТЫМИ ПРУЖИНАМИ
Анкерующими элементами служат плоские конусные оболочки, пред-
ставляющие собой тарельчатые пружины (фиг. 3. 58). При давлении на
внутренний край оболочки диаметр среднего отверстия уменьшается; при
этом кромка закаленного ребра вдавливается в стержень и закрепляет его.
Вследствие пространственной работы эффективность таких анкеров
больше, чем кольцеАгх распорок. Уклон пружин делается более крутым,
чем у нормальных тарельчатых пружин, чтобы получить достаточно боль-
шую глубину вдавливания. Сила натяжения передается анкерной плите
через наружный край тарелок.
Можно придать тарельчатую форму и самой анкерной плите и закре-
пить стержень в среднем отверстии при помощи конуса (фиг. 3. 59). При
этом конус испытывает добавочное поперечное сжатие вследствие пру-
жинного эффекта тарельчатой плиты,
а сила выгодным образом распреде- до запР*-еоаки после
Фиг; 3. 59. Анкеровка большой тарельчатой Фиг. 3. 60. Анкерное устройство
пружиной и конусом с напрессованным конусным
кольцом
3. 29. АНКЕРОВКА КОНУСНЫМ КОЛЬЦОМ
Анкерное устройство с клиньями и конусным кольцом (фиг. 3. 60)
соединяет в себе преимущества двух способов аикеровки: клиньями и
гайками. На стержень, удерживаемый в натянутом состоянии домкратом,
напрессовываются при помощи второго гидравлического поршня разрез-
ные кольцевые клинья с конусным кольцом, образующие со стержнем
резьбовидное зацепление. Клинья при этом перемещаются только под пря-
мым углом к оси стержня, внутрь. Наклон поверхности между клиньями и
кольцом так мал, что кольцо не может соскользнуть обратно. Когда осво-
бождают стержень от домкрата, напрессованные на стержень клинья са-
дятся на анкерную плиту, как гайка. В окончательном положении конус-
ное кольцо только удерживает клинья вместе и может быть достаточно
тонким, если при напрессовке применить мощную кольцевую оправку,
предающую усилие, необходимое для вдавливания клиньев.
Анкерное устройство с конусным кольцом можно использовать в каче-
стве хвостового глухого анкера для забетонировки. Стержень с таким
137
анкером можно заанкеровать- в любом месте; он сохраняет полностью
свою несущую способность и в месте посадки клиньев, так как благое
даря поперечному нажатию для анкеровки достаточны неглубокие бо-
роздки защепления. Правда, конусные кольца почти не удается снять без
повреждения.
;В несколько иной форме, показанной на фиг. 3. 61, анкерное устрой-
ство с конусным кольцом используется фирмой «Поленский и Цельнер»
Фиг, 3. 61. Анкерное устройство с конусным кольцом (способ фирмы «Пол-
неский и Цельиер») для пучка из 12 овальных проволок периодического
профиля
[202] для анкеровки пучка из 12 овальных проволок периодического про-
филя. Конусное кольцо до закладки элементов арматуры напрессовы-
вается на конец стержня из высокопрочной стали, обработанной в виде
конуса. Натяжение арматуры производится при помощи резьбовой части*
В другом выполнении (фиг. 3. 62) конусное кольцо зажимается четырьмя
болтами, кольцевой плитой и деталью из стального литья, захватываемой
Фиг. 3. 62. Элемент предварительно напряженной арматуры фирмы
«Поленский и Цельнер», опирающийся на затвердевший запрессованный
раствор. Наружная анкерная плита и натяжной стержень с соедини-
тельной деталью снимаются после затвердения раствора
натяжным стержнем диаметром 39 мм. Натяжной стержень и конусный
сердечник снабжены сквозными отверстиями для инъекции раствора.
Крупно заштрихованные детали после натяжения снимаются. Для анкеров
такого типа требуется много места; кроме того, необходимо еще разме-
стить кожух из кровельной стали.
138
При бетонировке
Опалубка-, Стержень для Днкер
\ . ^установки _* ^2
Разрез
Гильза анкера
Трубка из кровель
ной стали
Гильза из резины
До натяжения
Отверстие для нагнетания Пппы
раствора сверху ж иаин
Резиной J i . Уа™я!"н™.СГпеР!".ем.ь
2-2
Резина-
Йнкер
патяжная, ^-рочпнп-1
плита 150/150/(45 И^ина
После натяжения
Спираль 012;В массивных
элементах &Ю
. Спираль Ф б
Если оетон с мелким заполнителем, то удалить
цементный раствор до анкет, заполнить бетоном
Фиг. 3. 63а. Анкер системы «Леоба», закрепляемый в затвер-
девшем запрессованном растворе
Маномрпо Устройство для предварительного
,—x-EL-f натяжения
Отвод воздуха Натяжная плита
Укрепление на опалубке
при установке
¦Зля установки 1ниеР
Йнпер под
, Установочное кольцо л .,,
?so т п50Нагнетание раствора* J Резина
Готовый элемент напряженной арматуры Устройство для установки
пожух из кровель-
ной стали
\тШ*№&Ш
натяжением ножух из кровельной стали
Неподвижная анкерная
плита ^
е Анкер
'проволок
^'Нагнетаемый растборГ
О 5 Ю 20 30см
Контробочная плита
для головом
Фиг; 3, 636. Анкер, закрепляемый в запрессованном растворе по способу ББРФ,
для 26 проволок диаметром 5 мм, на 50 т (или на 25 и 80 г); приведен вид до
запрессовки раствора и после снятия натяжного устройства
3. 210. АНКЕРОВКА В ЗАТВЕРДЕВШЕМ РАСТВОРЕ, ЗАПОЛНЯЮЩЕМ
КАНАЛ ДЛЯ АРМАТУРЫ (АНКЕРОВКА ЗАПРЕССОВКОЙ РАСТВОРА)
При закреплении арматурного элемента можно разместить его концы
в толще раствора, заполняющего канал, заанкеровав его таким образом
при условии, что раствор обладает достаточной прочностью и в месте ан-
керовки предусмотрено усиление обмоткой. Этим способом можно полу-
чить типы анкеровок, не выступающих за наружную поверхность бетона
и не требующих анкерной плиты.
Такая анкеровка была впервые введена в практику в напряженно ар-
мированных конструкциях системы «Леоба» (фиг. 3. 16, 3.30 и 3. 63а) и
оправдала себя во многих случаях. Если состав раствора подобран пра>
вильно и, как это делают в системе «Леоба», применяется достаточно силь-
ная спиральная арматура, то наружную плиту можно снять уже через
2 или 3 дня после запрессовки раствора, при теплой погоде [178].
В напряженной арматуре системы ББРФ неоднократно применялась
анкеровка с использованием запрессованного раствора (фиг. 3. 636) [189]!
Впервые эта мысль появилась, повидимому, у инженеров ББРФ, но прак-
тическое использование пришло позже.
3. 3. СТЫКОВАНИЕ СТЕРЖНЕЙ НАТЯГИВАЕМОЙ АРМАТУРЫ
3. 31. РЕЗЬБОВЫЕ МУФТЫ
Твердые стали можно стыковать с помощью резьбовых муфт или стя-
жек; при этом к резьбе применимо то, что сказано в 3. 21 и 3.22. На
фиг. 3. 64 показана употребительная муфта для стержней из Ст. 90 диа-
Фиг. 3. 64. Стыковая муфта для стержней из стали Ст. 90 диаметром 26 мм
с трубкой из кровельной стали (способ «Дивидаг»;
а — детали соединения; б — соединение в сборе
140
Фиг, 3. 65. Американское стыковое соединение холоднотянутых проволок с
автоматически действующими конусными клиньями; вид соединения на
обмотке резервуара и поперечный и продольный разрезы
метром 26 мм. Для элементов арматуры, которые подвергаются натяже-
нию после бетонирования, к обычной трубке из листовой стали присоеди~
няют еще трубку увеличенного диаметра такой длины, чтобы муфта могла
перемещаться на величину удлинения стержня при натяжении,
В американском мостостроении долгое время при возведении висячих
мостов стыковали холоднотянутые проволоки диаметром 5 мм мелкими
муфтами, при этом мирились с потерей несущей способности, вызванной
резьбой. В применении к напряженно армированному железобетону при
использовании термически улучшенных сталей следует отказаться от таких
резьбовых соединений.
3. 32. стыки С КОНУСНЫМИ СОЕДИНЕНИЯМИ
В США для стыкования холоднотянутых проволок разработаны
гильзы, внутри которых концы проволок закрепляются конусами из трех
частей (torpedo splice) (фиг. 365). Это стыковое устройство очень просто
в обращении, надежно и почти не уменьшает несущую способность про-
волоки. Большой диаметр стыковой гильзы мешает размещению проволок*
комплектуемых в пучки.
3. 33. СТЫКИ НА ТВЕРДОМ ПРИПОЕ
Концы проволок срезают наискось под углом 15—20° и спаивают по-
верхности среза твердым спаем (фиг. 3.66). Прочность стыка проволок
диаметром 3 мм из Ст. 180
достигает 60%, а прочность
стыка проволоки диаметром
5 мм из Ст. 150 — 65%
прочности проволоки, если
Фиг. 3. 66. Стык проволок, спаянных твердым стык выполнен опытным спе-
припоем ци а л истом. Этот тип стыка
употребителен при изготов-
лении проволочных канатов и витых прядей (ср. 2. 122).
В предварительно напряженном железобетоне такая форма стыка мо-
жет применяться в семипроволочных и многопроволочных витых прядях
или канатах без снижения допускаемых напряжений стали; в пучках из
параллельных проволок такие стыки неприемлемы.
3. 34. СПЛЕТКА ВИТЫХ ПРЯДЕЙ
Пряди или простые канаты часто соединяют сплеткой, при этом концы
канатов перекрываются на несколько метров. Отдельные проволоки пере-
плетаются со сдвигом мест соединения по длине относительно друг друга.
Сплетка должна выполняться квалифицированными специалистами.
В пряди из семи проволок можно достигнуть 6/? полной несущей способ-
ности; в исключительных случаях можно применять такой стык.
3. 35. КЛЕЛШОВЫИ СТЫК ПРЯДЕЙ
В продаже имеются так называемые кабельные клеммы, винтами ко-
торых прижимают друг к другу два конца. Ставя одну за другой от 6
до 8 клемм, можно при семипроволочной пряди достигнуть в стыке при-
близительно половины несущей способности пряди. Увеличение числа
142
щемм сверх этого уже не дает существенной пользы. Клеммовый стык
шшяо поэтому применять только там, где сила натяжения перед стыком
достаточно снижена отгибом пряди с большим трением. Следует, однако,
предпочесть стык, полученный анкеровкой обоих концов прядей в бетоне.
3. 36. ВИДЫ СТЫКОВ В БЕТОНЕ
Проволоки и пряди можно стыковать, забетонировав свободные концы
в виде спиралей внутри анкерных петель (фиг. 3.67). В способе Баур-
Леонгардта концы прядей на тыльной стороне натяжного бетонного блока
вводятся сквозь забетонирован-
'/''//У//''///'/'/ НУЮ тРУб°чку в горизонтальную
>^^ = выемку, которая после укладки
/^7v,y7?%/y/. всех ПрЯдей заполняется бетоном
(фиг. 3. 68 и 3. 69).
-у Лредбарительно напря
уу /кенная арматуру
Фиг, 3. 67. Стык свободных концов про-
волок или прядей, выполненный забето-
нировкой концевых спиралей в анкерной
Фиг. 3. 68. Стык свободных концов
проволок за бетонировкой в выемке в
натяжном блоке (способ Баур-Леон-
гардта)
Если в анкерной петле нужно соединить много проволок, то можно
^ предусмотреть вблизи оси анкерной петли стальную трубку, вокруг кото-
' рой концы проволок, перекрывая друг друга, загибаются крюками
(фиг. 3s 70).
Наконец, можно изогнуть волнообразно стыкуемые концы проволок,
сделать обмотку в месте нахлест-
ки и забетонировать ее. Сумма
углов изгиба всех волн должна
составлять не меньше 360° (фиг.
3. 71). Нужно проследить за тем,
Фиг. 3, 69. Общий вид стыка по схеме
Ш?г» 3. 68. Брусчатая подкладка на тыль-
ной стороне натяжного блока служит для
компенсации^ высоких температур во время
укладки прядей
Фиг. 3. 70. Стык концов проволок при
помощи перекрывающихся крюков,
охватывающих отрезок стальной трубы
143
Фиг. 3. 71. Стык при помощи двух перекрывающихся
волнистых или имеющих периодический профиль кон-
цов проволоки с обмоткой в бетоне
Фиг. 3. Т1. Стык мощных пучков при
помощи перекрывающихся петель на мосту
в заливе Дуная (Уитермархталь)
Фиг. 3. 73. Машина для устройства
стыков проволок по способу ББРФ.
Обмотка производится при высоком
натяжении обмоточной проволоки
К фиг. 3, 73. Готовый обмоточный стык проволок (способ ББРФ)
144
даобы непосредственно в обетонированной области отсутствовали пред-
варительные напряжения в бетоне, вызываемые стыкованным элементом
арматуры.
Стыкование при помощи взаимно перекрывающихся петель применя-
лось для мощных пучков; так, например, соединены пучки большого моста
в долине Дуная, в Унтермархтале [185]. На фиг. 3. 72 показаны четыре
петли в кожухах из листовой стали над колонной.
*
3. 37. СТЫК С ПРЕДВАРИТЕЛЬНО НАПРЯЖЕННОЙ ОБМОТКОЙ
Швейцарские инженеры ББРФ (см. 3. 26) сконструировали небольшую
проволочновязальную машину (фиг. 3. 73) для стыкования проволок на-
пряженной арматуры.
В этой машине оба конца проволоки обматываются более твердой
тонкой проволокой при сильном ее натяжении. Вследствие натяжения
проволока обмотки врезается в концы стыкуемых проволок так, что их
уже нельзя сдвинуть вдоль друг относительно друга. Стык проволок диа-
метром 5 мм из Ст. 160 обматывается на длине около 24 см проволокой
диаметром 1 мм из Ст. 200, при этом достигается почти полная равно-
прочность проволоки в месте стыка. Описанный стык используется при
обмотке предварительно напряженных железобетонных круглых резервуа-
ров; его можно применять также в анкерных петлях или в других случаях.
3. 38. стык С ТЯНУТОЙ ГИЛЬЗОЙ
Описанная в 3. 25 тянутая гильза может применяться для стыкования
проволок или прядей. Если тянутая гильза выполнена из приемлемой
стали; имеет правильные размеры и напрессована квалифицированным
персоналом, то можно получить равнопрочный стык.
ХО-3206
Глава 4
4, НАТЯЖНЫЕ УСТРОЙСТВА И ОСУЩЕСТВЛЕНИЕ
ПРЕДВАРИТЕЛЬНОГО НАПРЯЖЕНИЯ
4. 1. МЕХАНИЧЕСКИЕ УСТРОЙСТВА
Натяжные устройства должны развивать сравнительно большие силы,
величина которых должна измеряться точно. Для этой цели пригодны сле-
дующие механические устройства:
1) грузы с рычажной -передачей или
без нее;
2) зубчатая передача в соединении с
полиспастом;
3) натяжной винт с передачей или
без нее.
Мех эпические н атяжные устройств а
сейчас применяются почти исключительно
для стендов.
Фиг. 4. 1. Натяжное устройство
с грузом для стендов (фирма
«Имбау-Шпаннбетонверк»,
Леверкузен)
Педаль бклнзчения
Фиг. 4. 2. Схема устройства, приведенного
на фиг. 4. 1
Грузы обладают тем преимуществом, что требуемая сила натяжения
получается точной по величине и действует независимо от величины удли-
нения.
На фиг. 4. 1 изображена натяжная машина с грузами, установленная
фирмой «Имбау» на заводе предварительно напряженного железобетона
в Леверкузене. Соответствующая схема приведена на фиг, 4. 2.
146
Натягиваемая проволока при помощи зажима соединяется позади упо-
ра с натяжным канатом. На конце натяжного каната, перекинутом через
шкивы, подвешены грузы, соответствующие требуемой силе натяжения.
Верхний канатный шкив приводится во вращение электромотором. Вра-
щение шкива, создающее натяжение, начинается, когда включают мотор,
пщ помощи ножной педали. Как только действие груза полностью пере-
дастся проволоке и таким образом будет достигнуто нужное натяжение,
мотор выключается fc помощью реле.
Фиг. 4. 3. Передвижное устройство для стендов с полиспастом с электрическим
приводом (акционерное общество «Штальтон», Цюрих)
/ — электродомкрат с нижним блоком, направляющим катком, рычажной
системой для динамометра и кабелем управления с коробкой кнопочного
управления, максимальная сила тяги 5 г; 2 — динамометр «Фогт» на мак-
симальную силу 2,5 т; 3 — натяжные клещи «Фогт» для захвата проволок
диаметром от 2 до 5 мм; 4 — плитные зажимы «Фогт» на 2. 15=30 проволок
диаметром до 5 мм
Такие же преимущества дает и второе решение, применяемое, напри-
мер, фирмой акцирнерного общества «Штальтон» (Цюрих) на своих стен-
дах (фиг. 4. 3). Сила измеряется динамометром. Натяжению подвергаются
одновременно две проволоки.
G помощью винта можно создать большие силы натяжения только
тогда, когда угол наклона резьбы мал, а диаметр взят с таким запасом,
что в резьбе не возникнут слишком высокие напряжения и внутренний
диаметр резьбы оказывается достаточным для восприятия требуемого
крутящего момента. В строительном деле'такие винтовые стойки употреб-
ляют для подмостей.
Недостаток винтовых устройств в том, что развиваемую силу натяже-
ния нельзя точно измерить, так что для контроля ее величины приходится
ограничиваться измерением удлинения натягиваемых проволок. В боль-
шинстве случаев натяжной винт неподвижно закреплен в захвате или за-
жимном устройстве, в котором зажаты натягиваемые проволоки. Натяже-
ние производится установочным кольцом, которое приводится во вращение,
при больших силах, через зубчатую передачу.
Фиг. 4. 4. Проволоки закреплены клиньями в полом винте и при
натяжении закручиваются (по Браунбоку)
Браунбок [99, 163] применяет простое натяжное устройство, в котором
винт вращается в неподвижной анкерной плите упора (фиг. 4. 4). Винт
полый, и в нем анкеруют клиньями от двух до четырех проволок, которые
при натяжении закручиваются. Это натяжное устройство настолько просто,
что его выгодно применять даже при небольшом числе изготовляемых ба-
лок. После затвердения бетона проволоки перерезают, и винт можно ис-
пользовать снова. Анкеровка создается только сцеплением свитых прово-
лок с бетоном. Шаг резьбы винта нужно, следовательно, выбирать так,
чтобы было достигнуто достаточное свивание, иначе сцепление оказы-
вается недостаточным.
Было также предложено создавать предварительное напряжение толь-
ко закручиванием проволок [215], без дополнительного растяжения, созда-
ваемого в устройстве системы Браунбока. Можно опасаться, что при таком
Щ
способе проволоки получат весьма различные и притом настолько боль-
шие дополнительные напряжения от изгиба и кручения, что может быть
утрачена необходимая надежность.
4. 1 ГИДРАВЛИЧЕСКИЕ УСТРОЙСТВА
Еидравлические домкраты применяются очень часто, так как при по-
мощи их проще всего можно создать большие силы натяжения. Натяжные
домкраты большей частью конструируют так, что натягиваемые элементы
арматуры можно соединить непосредственно или через тягу с цилиндром,
в то время как поршень прямо или через промежуточную деталь давит на
анкерную плиту и через нее на затвердевший бетон или же на упор стенда.
В наиболее распространенных домкратах между поршнем и цилиндром
помещают сильную пружину, которая медленно автоматически возвращает
поршень и перегоняет рабочую жидкость по-сле открытия выпускного кла-
пана. В маленьких домкратах возвратную пружину предпочитают распола-
гать снаружи. Можно, впрочем, возвращать поршень вручную или ма-
леньким рычажным устройством. В последнее время предпочитают воз-
вращать поршень, используя гидравлическое устройство.
При натяжении нужно иметь возможность точно измерять как силу,
развиваемую домкратом, так и ход при натяжении, чтобы контролировать
правильность натяжения проволок.
Сила натяжения вычисляется как произведение площади поршня на
давление рабочей жидкости, показываемое манометром. Поэтому, безус-
ловно, необходимо пользоваться безукоризненно иротарированными мано-
метрами и обращаться с ними бережно; шкала их должна охватывать
только область используемых давлений, чтобы иметь хорошую точность
отсчета. Так, для домкрата с рабочим давлением 200 кг/см2 нельзя поль-
зоваться манометром для максимального давления 600 кг/см2, а нужно
применять манометр со шкалой до 250 кг/см2.
Повышенная чувствительность манометра делает целесообразной ча-
стую их тарировку; следует также всегда иметь один в запасе.
Особенно точные результаты получаются, если тарировать вместе дом-
крат с его манометром, чтобы исключить влияние трения поршня возврат-
ной пружины и т. п.
В отдельных стержнях или проволоках силу натяжения можно изме-
рять динамометром, помещаемым между поршнем и анкером проволоки.
Ниже; на фиг. 4. 9, показан такой динамометр с пружинным кольцом и
индикатором. Это устройство удовлетворяет высоким требованиям точ-
ности.
Удлинение при натяжении можно отсчитывать по простой шкале на
поршне как смещение относительно нижнего края цилиндра. Получаемая
При этом точность порядка */г мм достаточна при удлинениях, которые
обычно превышают 20 мм. Если часто приходится иметь дело с меньшими
Удлинениями, то рекомендуется оборудовать домкрат более точным изме-
рительным устройством, например микрометрическим винтом. В натяж-
ном устройстве PIV системы «Дивидаг» (фиг. 4. 12) имеется счетчик, ко-
торым определяется количество оборотов анкерной гайки, переставляемой
трещоткой. При особых требованиях к домкрату можно присоединить ин-
дикатор, точность которого, впрочем, редко бывает необходима (см. также
гл. 4'. 441).
Ось домкрата должна точно совпадать с осью арматурного элемента,
Для того чтобы обеспечивать центральную передачу растяжения и чтобы
от действия момента не возникало трения поршня. Этого стараются
Достигнуть различными способами, например устанавливая анкерную пли-
149
ту точно перпендикулярно оси натягиваемого элемента арматуры. Перпен-
дикулярность опорной плоскости домкрата обеспечивается легко; напро-
тив, точная взаимная перпендикулярность элемента арматуры и анкерной
плиты обычно трудно гарантировать. Нужно поэтому считаться с появле-
нием изгибных напряжений в подвергаемых натяжению стержнях или
проволоках в тех местах, где они выступают из анкерной плиты. Возни-
кающее при этом трение поршня создает видимость более высокой силы
натяжения, чем в действительности приложенная.
Так как часто приходится иметь дело с большими удлинениями при на-
тяжении, то следовало бы применять домкраты такой длины, чтобы обык-
новенно хватало одного хода. Для особенно больших удлинений при натя-
жении нужно, чтобы были возможны один за другим несколько ходов
поршня; при этом элемент арматуры должен закрепляться в положении,
достигнутом в конце первого хода; затем нужно отвести назад поршень
домкрата и снова соединить элемент арматуры с цилиндром.
В качестве уплотнений для домкратов рекомендуется применять резину
или вулколлап, чтобы можно было накачивать в цилиндр воду или эмуль-
сию масла в воде, применяемую также в качестве охлаждающей жидко-
сти при сверлении. Вода имеется на каждой строительной площадке; при
ее использовании не портится поверхность бетона, если рабочую жидкость
домкрата случайно прольют или она вытечет через отверстие в трубке.
Кроме того, в тонких трубках вода создает значительно меньшее сопро-
тивление при течении, чем масло. Однако в морозную погоду необходимо
пользоваться маслом, водно-глицериновой смесью и т. п.
Гидравлический домкрат — чувствительное устройство, и при его при-
менении надежность процесса натяжения зависит от чистоты и безупреч-
ного состояния поверхности ци-
.._ линдра, уплотнений и пр. Необ-
ходимо поэтому обеспечить хо-
роший уход и безупречную
защиту от ржавления. Для
каждого домкрата нужно иметь
на складе запасные детали
уплотнения.
Давление, которым пользу?
ются в домкратах, большей
частью лежит в пределах от 200
до 500 кг/см2. Более низкое из
давлений предпочитают для тех
домкратов, поршень которых
действует непосредственно на бе-,
тон. При высоких давлениях не-
обходимы распределяющие дав-
ление промежуточные детали
или натяжные плиты, если толь-
ко не применяется систематиче-
ски бетон с обмоткой (например,
анкеровка Фрейсине).-
Для получения высоких давлений большей частью применяют поршне-
вые насосы с малым диаметром поршня, так что за один ход подкачи-
вается относительно небольшое количество жидкости. Насос высокого дав-
ления может быть скомплектован с домкратом (фиг. 4. 15). Однако целе-
сообразнее отдельные насосы, так как в этом случае можно одним насосом
обслужить различные типы домкратов.
Зная перемещение при натяжении и площадь поршня домкрата, можно
определить, сколько нужно накачать жидкости для данного процесса натя-
150
Фиг. 4. 5. Ручной насос высокого давления
фабрики насосов «Уpax»
Фиг. 4. 6. Электрический насос высокого
давления фабрики насосов «Урах»
жения; таким образом, по производительности насоса можно определить,
сколько времени занимает процесс натяжения арматуры.
Щри малых объемах заполнения применяют ручные насосы (фиг. 4. 5),
подающие, например, 16 см3 за один ход и дающие возможность перекачки
при давлении в 200 кг/см2 около 45 л/час. Производительность рабочего у
насоса, естественно, снижается
с повышением давления.
Если нужно подать большее
количество жидкости, то реко-
мендуется применить электриче-
ские насосы высокого давления
(фиг. 4. 6), которые подают,
например, при давлении 200
кг/см2 360 л/час, а при 400
кг/см2 — 100 л час и, таким
образом, дают возможность в
короткий срок провести относи-
тельно значительные или много-
численные натяжения.
Для большого числа незна-
чительных по мощности натя-
жений также выгодно приме-
нять малый электрический на-
сос, так как при этом эконо-
мится отдельное обслуживание
насоса и достаточно одного ра-
бочего и на насос, и на дом-
крат. В этом случае можно употреблять очень маленький насос, такой,
как дизельный топливный насос Боша.
Для устройства коротких соединительных трубопроводов между насо-
сом и небольшими домкратами оправдали себя гибкие шланги высокого
давления. Для длинных и более стационарных трубопроводов подходят
цельнотянутые стальные трубки диаметром от 4 до 6 мм, с толщиной сте-
нок от 1 до 2 мм; эти трубки надежно соединяются муфтами «Эрмето»;
их можно гнуть, как угодно.
Манометр часто устанавливают «а насосе; 'но при насосах с мо-
торным приводом вследствие бы-
стрых колебаний давления такая
установка манометра не обеспечи-
вает точности отсчетов. Если тру-
бопровод длинный, то нужно уста-
новить второй манометр за дом-
кратом, в особом ответвлении
трубопровода, чтобы отсчету не
мешали скачки давления от на-
соса, возникающие в связи с пре-
одолением сопротивления течению
рабочей жидкости.
Для отсчета в основном важно
гидростатическое давление после
остановки насоса, которое во всех
точках трубопровода через корот-
кий промежуток времени после
Ф& 4. 7. Гидравлический домкрат и насос прекращения подкачки будет оди-
Для стендов фирмы «Зейднер» (Ридлинген) наково.
I5J
Стенка цилиндра домкрата должна воспринимать кольцевое растягн-
pDh
вающее усилие ^—~— и некоторые продольные моменты; здесь и — внур
тренний диаметр цилиндра в свету; р — гидравлическое давление; h --.
расстояние уплотнения от днища цилиндра.
Так как днище цилиндра и стенка его, лежащая за уплотнением, ра.
ботают совместно, то можно применить домкрат при частично лишь ис-
пользованном ходе поршня для
получения большей силы, чем тош
да, когда поршень вышел пол-
ностью, если только это позволяет
уплотнение. Для стенок цилиндра
большей частью используют высо-
3№- ."^Щ,,: II НШШШ • ; копрочную сталь (Ст. 52 —
Ст. 100), чтобы снизить, вес дом-
тмштшшь,. '-^шмжштшштттж ; крата.
4. 3. УПОТРЕБИТЕЛЬНЫЕ
ДОМКРАТЫ ДЛЯ
НАТЯЖЕНИЯ
4. 31. НАТЯЖНАЯ МАШИНА
ФИРМЫ «ЗЕЙДНЕР, РИДЛИНГЕН
ВЮРТЕМБЕРГ»
Обеспечивает натяжение двух
проволок или двух прядей; пред-
назначена для длинных стендов
(фиг. 4. 7); ход ~ 60 см; сила
натяжения 8 т; ручной гаасос или
с электроприводом установлен на
домкрате.
4. 32. МАЛЫЙ ДОМКРАТ BBR
Предназначен для натяжения
отдельных проволок (фиг. 4. 8);
сила натяжения 4 т; ход 4 см;
длина около 12 см; вес 10 кг; ра-
бочее давление 400 кг/см2.
Фиг. 4. 8. Малый домкрат BBR на 4 г для
натяжения отдельных проволок диаметром
от 4 до 6 мм
Фиг. 4. 9. Домкрат «Хейлитбау» для на-
тяжения отдельных проволок диамет-
ром 5—10 мм. Анкеровка клиньями
по фиг. 3. 43. Обратите внимание на
динамометрическое кольцо между кон-
дом поршня и анкеровкой проволоки
позади домкрата
4. 33. ДОМКРАТ ФИРМЫ
«ХЕЙЛИТБАУ» [213]
Применяется для натяжения
близко расположенных друг к
другу отдельных проволок диа-
метром 5—10 см, анкеруемых ко-
нусными кольцами (фиг. 4. 9),'
сила натяжения 3 т; ход около
32 см; длина ~ 70 см; вес 12 кг; рабочее давление 240 кг\смг; измерение
силы натяжения манометром и дополнительно динамометром.
152
Фиг. 4. 10. Натяжное устройство системы Маньеля для одновремен-
ного натяжения двух проволок с анкеровкой клиньями. Сила
натяжения 8 т
Фиг. 4. 11. Домкрат Фрейснне для пучка из 12 про-
волок диаметром 5 мм (вверху) и 12 проволок диа-
метром 7 мм (внизу)
4. 34. НАТЯЖНОЕ УСТРОЙСТВО СИСТЕМЫ ШШЬЕЛЯ
Используется для натяжения проволок попарно (фиг. 4. 10). Закреплен
ние проволок клиньями; сила натяжения 8 т; ход около 36 см; длина около
150 см; рабочее давление 250 кг/см2; измерение силы динамометром с точ^
лостью ±4°/о.
4. 35. ДОМКРАТ ДЛЯ НАТЯЖЕНИЯ ПУЧКОВ ПРОВОЛОК СИСТЕМЫ
ФРЕЙСИНЕ, МОДЕЛЬ 1951 г. (ФИГ. 4, 11)
Домкрат двойного действия с двумя пружинами для возвращения
поршней; закрепление проволок клиньями; сила натяжения 36 или соот-
ветственно 73 т; ход 30 см; длина ~ 80 см\ вес 65 или соответственно 85 кг-
рабочее давление 450 кг/см2.
4. 36. НАТЯЖНОЕ УСТРОЙСТВО PIV (ПАТЕНТ «ДИВИДАГ»)
(ФИГ. 4. 12)
Присоединяется с помощью резьбовой тяги. Гайка переставляется тре-
щоткой со счетчиком; поршень снабжен возвратной пружиной; сила натя#
жения 32 г; ход 5 см; длина 47 см; вес 42 кг; рабочее давление 490 кг/см2.
Фиг. 4. 12. Натяжное устройство PIV (патент «Дивидаг») для стержней,
анкеруемых на резьбе
154
Для специальной цели — создания предварительного напряжения в
железнодорожных шпалах, армируемых двумя стержнями из Ст. 90 диа-
метром 18 мм, — д-р Кариг объединил два домкрата в одну пару
(фиг. 4. 13), обеспечивающую одновременное натяжение обоих стержней
{134].'
4. 31 ДОМКРАТ «ЛЕОБА» (ФИГ. 4. 14)
Применяется для натяжения стержней из Ст. 90 диаметром 30 мм,
пщщоединяемых на резьбе; гайка переставляется трещоткой; сила натя-
жения 25 т; ход 9 см; длина 20 см; вес 11 кг; рабочее давление от 220 до
160 кг/см2.
Присоединение иаг»ета^\ [____
цельного "ocwnpoooda —
Трещотка со свобод-
нам ходом дпа зад ер-
тыванир нагпя»<\
ной гай^и
Фиш 4. 13. Спаренный домкрат Карига для одновременного натяжения двух стержней
в железобетонной шпале
Ш-
т
ш
«mm
Фиг. 4. 14. Натяжной домкрат «Леоба»
на 25 т
Фиг. 4. 15. Домкрат BBR мощ-
ностью 90 г с установленным на
нем насосом
155
Отверстие дпя
\за поп нения
-350
^шштштша
ХУУЯ-
Гидравлический I
домкрЬт I
4-
&?г~Лоперечина, нанимающая j J
144X4' на опорное кольцо I I
' ! I
• ' И
ШйШШШШШЗЯ КУШ
V/vYA* Натяжная гильза из дду* полова
*"<?& Стальное литье
Фиг. 4. 16. Натяжное устройство на 200 т для тро-
сов с головкой при пользовании нормальным дом-
кратом. Вверху продольный разрез *
4. 38. ДОМКРАТ BBR (ФИГ. 4. 15)
На домкрате установлен насос; применяется для натяжения стержней
. из Ст. 100, присоединяемых на резьбе; сила натяжения 90 г; ход 8 см\ вес
*30 #2- №ЖДУ домкратом и анкерной плитой помещена стойка, которая
дозволяет подтягивать анкерную гайку и дает место для установки гайки
на стержне.
g
4. 39. НАТЯЖНОЕ УСТРОЙСТВО МОЩНОСТЬЮ 200 г ДЛЯ КАНАТОВ
С ГОЛОВКАМИ
Для натяжения патентованных канатов с замкнутой оболочкой, с го-
товкой по фиг. 3. 47, была разработана показанная на фиг. 4. 16 стальная
литая гильза из двух частей, в которой устанавливается обычный домкрат
яо фиг. 4. 17. Домкрат через крестовину опирается на анкерную конусную
отливку, в то время как стальная литая гильза по всей окружности охва-
тывает канатную головку [96].
{-в &380 . cm 60 11 cJ
Фиг. 4. 17. Гидравлический домкрат с установочным
кольцом на 200—300 т; рабочее давление обычно
400 кг/см2 (фирма «Пюцер-Дефриз», Дюссельдорф))
4. 310. МОЩНЫЕ ГИДРАВЛИЧЕСКИЕ ДОМКРАТЫ НА 200—500 г
Для создания больших сил натяжения часто применяют употребляемые
и для других' целей в строительном деле гидравлические подъемные дом-
краты по фиг. 4.'17. После натяжения можно при помощи установочного
Кольца опереть выдвинувшийся поршень на цилиндр, что позволяет сбро-
шть гидравлическое давление. Такие домкраты изготовляются также с
Щзнтрирующей плитой на поршне, чтобы предохранить поршень от трения.
йа,фиг. 4. 18 показан такой 300-г домкрат с ходом 40 см, часто применяе-
мый в строительной практике. Поршень должен перемещаться точно вдоль
евоей оси, чтобы не возникало трения поршня и чтобы верхняя плоскость
Цилиндра равномерно прилегла к установочному кольцу. На практике при
157
расположении домкратов в выемках для натяжения арматуры это условие
трудно выполнить.
Если два или несколько домкратов действуют совместно между жест-
кими упорными элементами, то оси домкратов должны быть строго парал-
лельны. Если этого нет, то на поршне возникают горизонтальные силнг
которые отжимают поршень вбок, к стенке цилиндра (возникает тренщ
поршня), и повреждают резьбу на
L. 9чю .j поршне (фиг. 4. 19). При дальней-
Фиг. 4. 18. Натяжной домкрат на 300 т Фиг. 4. 19. Два домкрата рядом; если
с шаровым шарниром на головке для оси не параллельны, то поршни
больших перемещений при натяжении заедают
(фирма «Пюцер-Дефриз», Дюссельдорф)
ления. Эти вредные, даже опасные, явления не устраняются при устрой-
стве на поршне шарового сочленения.
При пользовании домкратами с установочными кольцами не следует
подтягивать кольца во время процесса натяжения; их опорные поверхности
должны быть точно перпендикулярны направлению движения, а оси дош
кратов -— строго параллельны.
Так как обеспечить необходимую точность установки в строительной
практике почти невозможно, то для системы Баур-Леонгардта, по которой
часто одновременно вводится в действие несколько домкратов, были раз-
работаны специальные домкраты, в которых эти недостатки смягчены
(фиг. 4. 20). Они состоят из двух толстых маннесманновских труб с вварен^
ными в них тонкими днищами, которые передают давление жидкости непо-
средственно на поверхность бетона строительных элементов. Полый пор-
158
шень заполняется рабочей жидкостью и имеет на открытом конце точно*
пригнанное к цилиндру металлическое кольцо с уплотнением. Остальная
часть поршня отстоит от стенки цилиндра на 2—4 мм. Помещенный вблизи
дннща поршня небольшой круговой выступ на наружной поверхности
поршня обеспечивает в исходном положении параллельность поршня и
цилиндра. Когда поршень выдвинут наружу, то рабочая жидкость обра-
зует идеальный шарнир, так как поршень может поворачиваться по отно-
шению к цилиндру в жределах зазора между двумя трубами.
^s&s&ww^^
3 пружины, дающие 6 сумме силу^ЧВОнъ,
/roetfa поршень выдвинут из цилиндра
б крайнее полотенце u&SO-SQ лгt когда он
ддбинит ^
У/////////////^^^^
Фиг. 4. 20. Домкрат Баур-Леонгардта на 500 т с шарнирным поршнем
и пружинами для обратного перемещения. Рабочее давление до 300 кг/см2.
Изготовляется фабрикой насосов «Урах» (Вюртемберг)
Если два домкрата стоят не вполне параллельно, то одного этого шар-
нирного эффекта недостаточно, так как возникает тенденция к изменению
расстояния между днищами поршней. Выравнивающее поперечное смеще-
ние делается возможным благодаря простому устройству, состоящему из
проложенной между поршнем и строительными элементами мягкой, без
тканевой основы, резиновой прокладки толщиной 5 мм, которая допускает
даже при высоком давлении вследствие деформации сдвига резины необ-
ходимое поперечное перемещение.
Эта мягкая резиновая прокладка служит одновременно для сглажива-
ния маленьких неровностей и шероховатостей поверхности бетона, проти-
волежащей тонкому листовому днищу поршня. На днище цилиндра тоже
нужно поместить подобную прокладку, например из обыкновенных сосно-
вых досок или из мягкого войлока, даже если поверхность бетона была
тщательно выровнена при изготовлении элемента.
В домкрате описанного устройства невозможно появление заметных
внутренних сил трения. Можно, следовательно, брать отсчеты силы давле-
ния по тарированным манометрам более надежно, чем на домкратах с хо-
рошо пригнанными поршнями и установочными кольцами. После натя-
жения арматуры гидравлическое давление поддерживают до тех пор, пока
подвергнутые предварительному напряжению элементы не будут закреп-
лены бетонными блоками или быстро затвердевшим бетоном. При этом
полагаются на основательные уплотнения и на запорные вентили за дом-
кратами: и те, и другие можно выполнить столь же надежными, как и
установочные кольца. Уплотнения и вентили должны, таким образом,
159'
•изготовляться из надежного материала и быть испытаны не менее чем
двукратным рабочим давлением при косо поставленном поршне. Благо*
даря закрытию установленных за домкратами вентилей высокого давле*
ния возможные повреждения трубопроводов высокого давления после
натяжения не могут иметь вредных последствий.
4. 311. ДОМКРАТ «КОТЕЛ»
Так как в послевоенное время трудно было достать большие гидрав-
лические домкраты, то по предложению В. Б аур а стали применять так
называемые домкраты «Котлы», расположенные непосредственно в тех
элементах, в которых должно быть создано предварительное напряжение
Отвод Воздуха .
'^Нагнетательный трубопровод
Фиг. 4. 21. Забетонированный в сооружении по
способу Баур-Леонгардта домкрат «Котел»
на 400 т
(фиг. 4. 21). Цилиндр образуется бесшовной цельнотянутой трубой с
днищем из листа толщиной 4 мм («Котел»); для того чтобы он мог вос-
принять радиальное гидравлическое давление, цилиндр охвачен прочной
обмоткой и обетонирован с соблюдением точной круговой формы сечения.
Поршень изготовляется из бетона, уложенного в цилиндр из жести точной
круглой формы, диаметр которого на 2 мм меньше диаметра «Котла».
Резиновое уплотнение с бортом привулканизировано к диску из листовой
стали толщиной 2 мм, который закладывается в цилиндр впереди поршня,
После приваривания к днищу «Котла» двух трубопроводов домкрат го-
тов. Диаметр поршня выбирают так, чтобы получить .желаемое усилие
домкрата при давлении 200—250 кг/см2, которое может выдержать бетой
160
<е Шшткой. Длина домкрата определяется по требуемому перемещению
поршня при натяжении; однако такими домкратами можно вести натя-
жение ступенями, отжимая поршень назад с помощью рычагов.
Такого типа домкраты были, например, применены для натяжения
арматуры моста в Гейльбронне (пролет 96 м), который до 1952 г. являлся
самым большим напряженно армированным железобетонным мостом. На
фиг. 4. 22 показана группа из 10 домкратов, по 400 т каждый, для одного
из натяжных блоков этого моста. В первых домкратах описанного типа,
Фиг. 4. 22. Домкраты типа «Котел», готовые к бетонировке на одном
из натяжных бетонных блоков моста Бадштрассе (Гейльбронн)
Поперечный разрез Продольный разрез
*^^вР (в с8егпи$ ^. \ Длина цилиндра мотет быть любая , 50^
Фиг. 4. 23. Сменный домкрат типа «Котел» для силы натяжения 450 г
несмотря на предшествовавшие их применению испытания, плохо рабск
тали уплотнения; когда применили более твердую и прочную резину^
домкраты стали работать безупречно.
Более мощный переставной домкрат этого типа приведен на фиг. 4. 23.
Здесь зазор между поршнем и цилиндром увеличен, а между уплотнением
и поршнем уложена точно пригнанная толстая стальная пластина.
Таким образом, простыми средствами, при малых затратах могут?
изготовляться без механической обработки надежные домкраты, приме-
нимые для больших сил натяжения, оправдавшие себя на многих
стройках.
4. 312. ДОМКРАТЫ С ГИДРАВЛИЧЕСКИМ ОБРАТНЫМ
ПЕРЕМЕЩЕНИЕМ ПОРШНЕЙ
Обратное перемещение поршня пружиной в больших домкратах
обычно не совсем надежно; кроме того, наличие пружины связано со зна-
чительным увеличением длины домкрата. Поэтому иногда домкраты вы-
полняют без возвратной пружины, а поршень отжимают вручную при
помощи простого устройства или в цилиндрических домкратах с осевым
расположением натяжного стержня возвращают поршень путем враще-
ния наружной гайки. Так как оба решения не вполне удовлетворительны»
то в последнее время изготовляют домкраты, в которых поршень вдви-
гается обратно в цилиндр при помощи гидравлики.
Для этого требуется только установить между цилиндром и поршнем
еще два уплотнения — внизу на цилиндре и вверху на поршне, замыкаю-
щие узкое кольцевое пространство, которого вполне достаточно, так как
Фиг. 4. 24. Домкрат на 80 г с гидравлическим обратным перемещением поршня
для обратного перемещения поршня не нужно большой силы, а значит, в
не требуется большой площади сечения, заполняемого рабочей жидко-
стью.
На фиг. 4. 24 представлена схема домкрата с гидравлическим обрат-
ным перемещением поршня.
4. 313. ТАРЕЛЬЧАТЫЙ ДОМКРАТ, ПОЛОСОВОЙ ДОМКРАТ
(ДОМКРАТЫ-КАПСЮЛИ)
Для создания больших сил натяжения и при малых перемещениях
применялись иногда представленные на фиг. 4. 25 тарельчатые дом-
краты [71, 129] из вязкой листовой стали, заваренные или запаянные
162
твердым припоем по контуру утолщенной части. При нагнетании в кап-
сюль воды прилегающие вначале друг к другу тарельчатые днища уда-
ляются друг от друга, пока не будет достигнуто нужное удлинение при
натяжении, ограничиваемое несущей способностью утолщенной части
камеры. Для получения больших перемещений используют несколько
последовательно уложенных тарельчатых
домкратов. Давление^ р ограничивается тем,
что для изготовления таких капсюлей нельзя
применить толстые или высокопрочные ли-
сты, так что сечение, воспринимающее ради-
альное давление, не может быть развито.
С Другой стороны, стенка должна выдержи-
pD
вать только усилие ~ —^—> где
Разрез
СРпрнай шов
D
Ногнетат епъный
трубопровод
ма-
Вид сверху
льш диаметр уширенной части домкрата или
наружная ширина шва раскрытия в бетонном
элементе. Сварной шов на контуре должен
быть абсолютно безукоризненным.
Аналогичным образом можно применять
длинные плоские полосовые или рукавные
домкраты из сложенного вдвое листа со
сварным швом и закругленными концевыми
крышками (фиг. 4. 26) для создания предва-
рительных напряжений в трубах, силосных
башнях, обделках штолен или тоннелей (по
способу Г. Яуха). Величина перемещения
при натяжении (DV—DQ) при достаточной ши-
рине рукава зависит от толщины листа и
давления р, так как необходимо соблюдение условия
Фиг. 4. 25. Тарельчатый дом-
крат для малых перемещений
РА,.
2t
Jzut >
После
патятения
До нцтямения
Фиг. 4. 26. Полосовой домкрат из сплющенной цельнотянутой трубы с
шаровым днищем на конце (способ Яуха)
11*
1S3
где t — толщина листа. Нагнетательный трубопровод целесообразно при-
соединить к той части полосовой камеры, которая остается неподвижной.
Изготовление концевых крышек требует особенной тщательности.
4. 314. СПЕЦИАЛЬНЫЕ ДОМКРАТЫ ДЛЯ ПРЕССОВЫХ КЛИНЬЕВ
Уплотнения натя&ногом
поршня -
Разрезной комический
млимдля закреплениями,
домкрата-^. fcxj
И
Уппотмвнця поршня
запрессовывающего'
клинья ^
В гл. 3 было показано, что особенно выгодно запрессовывать клинья
так, чтобы между клином и элементом предварительно напряженной ар-
матуры не возникало относительного перемещения. Сотрудники автора
разработали для этой цели
Разрез по с-d специальные домкраты. На
-$Ю5 j фиг> 4. 27 изображен такой
домкрат для отдельной про-
волоки диаметром, напри-
мер, от 5 до 8 мм. Проволока
закрепляется на цилиндре
кольцевым конусом. При на-
тяжении проволоки поршень
опирается на анкерную плиту
через малую гидравлическую
камеру у основания поршня.
Когда проволока уже натя-
нется, сила натяжения пере-
дается кольцевому конусу
через второй поршень в этой
камере, причем обе камеры
соединяются между собой
открытием вентиля, так что
цилиндр с закрепленной на
нем натянутой проволокой
перемещается на такую же
величину, как и конус, пока
кольцевой конус не будет
окончательно запрессован.
Затем конус с гильзой ' на
цилиндре отделяется от натя-
гиваемой проволоки; это
дает возможность снять дом-
крат.
Подобные домкраты в 40
и 100 г с гидравлическим об-
ратным перемещением порш-
ня были испытаны в 1954 г.
В отдельных случаях
конструировались довольно
сложные домкраты такого
же назначения с числом
уплотнений до 8 (см. дом-
крат фирмы «Грюн и Биль-
фингер» в [214], стр. 245).
Однако и для этих случаев
следует стремиться к про-
стым, не слишком длинным
домкратам.
Вентиль для берянеео
домкрата
Нсггнетательныд
трубопровод -
Фиг. 4. 27. Натяжной домкрат для прессовых
клиньев без относительного смещения между кли-
ном при запрессовке и проволокой (по Леон-
гардту)
164
Бели домкрат не может быть введен в действие одним рабочим, то
целесообразно его установить на передвижной тележке и в качестве про-
тивовеса смонтировать небольшой электрический насос высокого давле-
ния с резервуаром рабочей жидкости, как это сделано в устройстве фирмы
Шельд и Франке» (фиг. 4. 28) или Ли-Мак-Колл ([214], стр. 112).
Фиг. 4. 28. Передвижной натяжной домкрат фирмы
«Гельд и Франке». Пример удачного размещения дом-
крата, насоса и манометра
45 4; ПРОЦЕСС СОЗДАНИЯ ПРЕДВАРИТЕЛЬНОГО НАПРЯЖЕНИЯ
4. 41. ПОДГОТОВКА
Перед созданием предварительного напряжения нужно удостовериться,
что нигде нет серьезных помех, ограничивающих сжатие бетона или
происходящие при этом перемещения: нужно удалить клинья на подмо-
стях или распорки, препятствующие горизонтальным перемещениям, но, с
другой стороны, нельзя при этом снижать надежность против потери
продольной устойчивости стоек подмостей. Подвижные опоры должны
быть расчищены, а стыки освобождены. Опалубка и балки подмостей
препятствуют предварительному обжатию лишь незначительно.
Нужно различать виды процессов предварительного напряжения и их
развития во времени и в пространстве. Отдельные элементы напряженной
арматуры большей частью захватываются за конец стержня или прово-
локи и один за другим по одному натягиваются отдельным домкратом.
Мб можно и всю конструкцию целиком подвергать предварительному
напряжению через натяжные блоки или через натяжные швы. Суще-
ствуют и другие специальные способы. В этом разделе будут рассмот-
рены вопросы, которые нужно учитывать при создании предварительного
напряжения.
4. 42. ОРОТЕКАНИЕ ПРОЦЕССА СОЗДАНИЯ ПРЕДВАРИТЕЛЬНОГО
НАПРЯЖЕНИЯ ВО ВРЕМЕНИ
Возраст бетона, при котором должно быть осуществлено его оконча-
тельное обжатие, желательно назначать возможно более поздним, имея в
виду благоприятное влияние высокой степени вызревания бетона на
S65
уменьшение вредного укорочения от усадки и ползучести (ср. гл. 2. 2); это
целесообразно и в том случае, если относительно рано будет достигнута
высокая прочность. Приемлемый срок вызревания нужно поставить в
зависимость от температуры и марки цемента (ср. 2. 243).
Как правило, могут применяться ниже приведенные сроки.
Средняя температура твердения в °С
Время вызревания бетона в днях при
цементе марки
225
325
425
20
10—12
5—6
3-4
15
20
10
г
10
30
15
12
5
40
20
16
Если предварительные сжимающие напряжения в растянутой зоне
очень высоки (от 0,7 до 1аги/), то указанные сроки следует по воз-
можности удлинить на 20 -г- 30%, если же напряжения низки (например,
при создании предварительного напряжения в течение нескольких ступе-
ней), то можно произвести натяжение и раньше (ср. 4. 421).
В прохладное время года ни в коем случае нельзя производить натя-
жение в ранние сроки, так как бетон вызревает значительно медленнее.
Периоды морозной погоды нужно, безусловно, вычитать из времени
вызревания, исключая те случаи, когда бетон обогревается искусствен-
ным путем; обогрев, однако, ни в коем случае нельзя производить при
помощи открытых очагов, расположенных около изготовляемого элемента,
так как возникающие при этом большие разности температур, весьма
вероятно, вызовут трещины.
Не следует также производить полное натяжение раньше, чем проч-
ность бетона не достигнет значения, принятого в статическом расчете,
или по крайней мере 2,5-кратного значения максимального сжимающего
напряжения конструкции под действием (g+v).
Температурный перепад в поперечном сечении моста, 8 средней части
Середина моста: места установки термопар +
№' 52°
Фиг. 4. 29. Температурные поля, вызванные потоком теплоты,
выделяемой при схватывании и твердении бетонной смеси; изме-
рения выполнены через 2 дня после бетонирования (по Бюреру)
Если нельзя ждать достаточно долго, то нужно принять во внимание
повышенное укорочение бетона от ползучести или же применить натяже-
ние ступенями.
Как известно, подогревом можно существенно сократить время вы-
зревания бетона; например, при обработке паром с температурой около
90°С уже через 6 -~ 8 час. можно осуществить полное натяжение (ср;
фиг. 2. 44). Такие меры большей частью окупаются только при заводском
166
изготовлении сборных элементов. Однако оказалось, что потери напря-
жения в шпалах заметно уменьшились, когда независимо от пропарива-
яия натяжение производилось поздно, после двух-трехнедельного допол-
нительного вызревания на воздухе.
Эти правила относятся полностью к сравнительно небольшим элемен-
там примерно до 10 м длиной, а при хорошем уходе за бетоном и к более
длинным элементам (приблизительно до 20 м). При изготовлении массив-
ных элементов их длительное выдерживание нежелательно как из-за
необходимости сокращения сроков, так й потому, что уже в первые дни
после бетонирования в них развиваются значительные собственные на-
пряжения температурного и усадочного происхождения [194] (фиг. 4. 29).
Конструктивная ненапряженная арматура, как правило, незначительного
сечения не может противостоять этим напряжениям, в результате чего
развиваются видимые трещины. На многих сооружениях наблюдались
такие трещины до обжатия, в первую очередь при использовании быстро
схватывающихся высокопрочных цементов, отличающихся значительным
выделением тепла схватывания, или при сильно различающихся толщинах
сечений бетонных элементов, или при высоких температурах воздуха —
летом. Такие ранние трещины нежелательны.
4. 421. Создание предварительного напряжения ступенями
? такими явлениями борются лучше всего тем, что рано начинают
осуществлять частичное обжатие, например уже на второй день после
скончания бетонирования,
Длинные элементы, как правило, бетонируются отдельными блоками
длиной по 20 -т- 30 м, а зазоры между ними окончательно бетонируются
затем одновременно. Низкая прочность бетона в этих рабочих швах не
позволяет сразу осуществлять полное обжатие. Можно подвергать натя-
жению отдельные арматурные элементы с учетом благоприятного распре-
деления напряжений по сечению.
Бели обжатие создается путем натяжения мощных арматурных эле-
ментов при помощи больших гидравлических домкратов, то ограничи-
ваются частичным развитием давления в домкрате, чтобы нигде не
возникало слишком высоких напряжений.
(Вила натяжения, которая должна быть приложена на этой первой
ступени, определяется уже достигнутой прочностью бетона и характером
опирания напрягаемого элемента. Она должна иметь по меньшей мере
такое значение, чтобы преодолеть трение элемента по поверхности опира-
ния или другие сопротивления подмостей, т. е. чтобы могло проявиться
требуемое обжатие. Можно спокойно допускать напряжения около *Л до-
стигнутой к этому моменту кубиковой прочности. Обычно прилагают
только от 10 до 30°/о окончательной силы натяжения. Из французских
опытов известно, что умеренное рано приложенное обжатие повышает
предел прочности бетона при растяжении и уменьшает последующие яв-
ления ползучести. Раннее умеренное обжатие улучшает, следовательно,
попутно и свойство бетона.
Если из-за хода работ приходится относительно скоро снова произво-
дить натяжение, то рекомендуется еще раз подразделить процесс натя-
жения и продолжить его натяжение лишь до такой степени, чтобы урав-
новесить действие собственного веса и сделать возможным продолжение
работ. Это может стать необходимым и в том случае, если собственный
вес сначала не воспринимается напрягаемой конструкцией из-за того, что
подмости спружинили кверху (см. гл. 19. 2), или если сначала'прояв-
ляется только часть собственного веса, так что при создании полного
167
обжатия на стороне натягиваемой арматуры возникли бы слишком боль-
шие сжимающие напряжения, а в сжатом поясе — растягивающие напря-
жения.
Таким образом, процесс натяжения вообще рекомендуется осущест-
влять тремя ступенями:
1) раннее умеренное натяжение для избежания температурных и уса-
дочных трещин;
2) натяжение до создания обратного изгибающего момента, соответ-
ствующего воздействию собственного веса, с последующим раскружали-
ванием, при котором полностью проявляется действие собственного веса;
3) окончательное натяжение после достаточно длительного вызревания.
Вторая и третья ступени натяжения не должны производиться до исте-
чения упомянутых вначале сроков и могут следовать одна за другой с
короткими промежутками.
4. 48. ПОРЯДОК НАТЯЖЕНИЯ АРМАТУРЫ
При наличии нескольких элементов натягиваемой арматуры в одной
конструкции или изделии их нужно подвергать натяжению поочередно
так, чтобы предварительное напряжение нарастало по возможности равно-
мерно по всему сечению. Начинают с арматурных элементов, отдаленных
от краев сечения. Если конструкция состоит из нескольких балок, связан-
ных между собой плитой, то нельзя создавать полное обжатие в одной
балке, когда соседние балки еще не напряжены, так как это может при-
вести к появлению трещины от сдвига в плите. Нужно, следовательно, в
каждой балке натягивать по одному арматурному элементу и вести этот
процесс равномерно.
Конструкции, в которых создается двухосное обжатие — в продольном
и поперечном направлениях, — нужно сначала подвергать по-
перечному обжатию. Если натягиваемая арматура, идущая в по-
перечном направлении, расположена вверху и внизу, например в попереч-
ных балках или пустотелых плитах, то нужно натягивать одновременно
элементы верхней и нижней арматуры, соблюдая одинаковую степень их
напряжения.
Элементы натягиваемой арматуры, не доходящие до конца, можно
подвергать натяжению только тогда, кбгда участок, где расположен про-
межуточный анкер, уже обжат силой натяжения сквозных арматурных
элементов. Если такие сквозные элементы арматуры в конструкции отсут-
ствуют, то участок расположения промежуточного анкера должен быть в
достаточной мере заармирован ненапряженной арматурой.
Если предварительное напряжение создается в стенке балки при по-
мощи хомутов, то их натяжение следует производить до натяжения основ-
ной продольной арматуры, так как при последнем вследствие обратного
выгиба балки в ней возникают главные растягивающие напряжения, кото-
рые нужно погасить поперечным обжатием.
Особенно благоприятное действие оказывает осуществление процесса
натяжения одновременным воздействием многих домкратов, распределен-
ным равномерно по всему поперечному сечению.
4. U. ПРОЦЕСС НАТЯЖЕНИЯ
При натяжении необходимо с возможной точностью достигнуть и под-
держивать установленную расчетную силу натяжения. Натяжение и соот-
ветствующее ему удлинение нужно тщательно измерять для взаимного
контроля того и другого.
168
4i 441. Измерение перемещения (удлинений) при натяжении
Ири контроле натяжения по величине удлинения зачастую трудно бы-
вает определить нулевую (начальную) точку. В зависимости от кривизны
арматурного элемента сначала получается небольшое перемещение без
напряжений, пока проволоки не прилягут всюду к стенке канала. Это пе-
ремещение называют «мертвым ходом». Мертвый ход зависит также от
различия между температурой проволоки в момент натяжения и темпе-
ратурой при укладке ее в опалубке и предварительном закреплении ее
концов в анкерных устройствах. Если, например, проволоку закладывали и
анкеровали в теплую погоду, а температура будет понижаться до момента
натяжения, то в арматуре еще до начала натяжения могут возникнуть.
напряжения вследствие ее укорочения от охлаждения. В этом случае мерт-
вого хода не будет, перемещение при натяжении начинается при опреде-
ленном значении силы, заметно превышающем нуль.
При обратном соотношении температур величина мертвого хода увели-
чивается.
В натягиваемых стержнях крупных диаметров, которые закрепляются
на анкерных плитах гайками, уже при подтягивании этих гаек может быть
создано частичное предварительное напряжение.
Шобы определить нулевую точку перед натяжением, иногда слегка
натягивают и снова отпускают арматуру. Этим способом, однако, нельзя
выявить нулевую точку, если где-либо по длине действует трение, так как
оно препятствует полной разгрузке.
Все эти затруднения в определении нуле-
вой точки можно преодолеть, если сначала
подвергнуть арматурный элемент натяжению
силой, составляющей Vio от полной силы, и
использовать достигнутое при этом положе-
ние как исходную точку для измерения даль-
нейшего удлинения.
Аналогично поступают при построении
графика кривой напряжения — деформации
для арматуры. Известно, что начальный уча-
сток этой кривой прямолинеен, и потому
рродолжают линию, построенную, начиная от
низких напряжений, по прямой линии вниз.
Нулевую точку удлинения при натяжении
также определяют, построив график по не-
скольким точкам, нанесенным в системе
координат сила натяжения — удлинения, и
Продолжая его вниз до нулевого значения
силы (фиг. 4. 30). На практике это неудобно; поэтому просто рассчитывают
величину перемещения от Vio V до V и контролируют натяжение по удли-
нению только на этом участке. При прямолинейности графика а— е для
стали до напряжения gv и отсутствии трения по длине арматурного эле-
мента это перемещение составляет 9/ю полного перемещения.
В коротких прямоугольных отдельных арматурных элементах при но-
минальном значении силы натяжения V («номинальное натяжение»)
Должно быть достигнуто, как правило, расчетное удлинение Д = svlv ~\~
ШЧегЧ- Если удлинение несколько не достигает этого значения, то силу
натяжения повышают до тех пор, пока не будет получено надлежащее
Удлинение. При натяжении длинномерных арматурных элементов, даже
если они прямолинейны, как правило, проявляется трение вследствие опи-
санных в гл. 7 обстоятельств, которые нужно учитывать, как при натяже-
нии криволинейных элементов.
Найденная нупеВав точ*а для Л
Удлинение при вш»—^»
натятении Л
Фиг. 4. 30. Определение ну-
левой точки для измерения
удлинения при натяжении
169
При анкеровке скользящими клиньями (см. гл. 3. 23) приходится уве-
личивать величину перемещения на предполагаемую величину проскальзы-
вания. Для коротких арматурных элементов арматуры анкеровка этого
типа не может быть рекомендована.
При прессовых клиньях нужно также прибавить величину незначи-
тельного перемещения клиньев от запрессовки к расчетному перемещению
от ндтяжения.
В тех случаях, когда предварительное натяжение осуществляется при
помощи винтовых тяг с гайками, удаляемых после затвердения запрессо-
ванного раствора, нужно увеличить контролируемое перемещение при на-
тяжении на величину удлинения этих тяг.
Всегда нужно учитывать, что почти при всех способах создания пред-
варительного напряжения при перенесении силы натяжения с натяжного
домкрата на анкерное устройство небольшая часть силы натяжения те-
ряется вследствие деформации анкерных деталей или других причин
(«эффект перенесения» по Б. Фрицу [224]). В большинстве случаев этот
эффект перенесения незначителен и им можно пренебречь. Однако
Б. Фриц также показал, что при анкеровке стержней крупных диаметров
с помощью гаек потери силы натяжения достигают 11,3%, что отчасти
•объясняется неполным прилеганием гайки (анкерная плита не вполне пер-
пендикулярна стержню для натяжения). Из этого видно, что точность из-
готовления и здесь оказывает влияние. Поэтому превышение примерно на
5% натяжного усилия с той стороны, где осуществляется раздельное натя-
жение, особенно криволинейных арматурных элементов, всегда целесо-
образно.
При раздельном натяжении арматурных элементов их удлинения
должны быть различны. Расчетное удлинение первого арматурного эле^
мента, равное svlv, должно быть повышено на полную величину упругого
•сжатия бетона от воздействия всех арматурных элементов гш1ь, так как
при натяжении этих элементов удлинение первого элемента уменьшится
на величину, соответствующую сжатию деформации бетона. Для последа
¦Е
п
Достигнутая сипа'
натяжения
-I
Фиг. 4. 31. Распределение
усилия натяжения при нали-
чии трения в криволинейных
арматурных элементах
L сооружения
Фиг. 4. 32. Многократная постепенно
уменьшающаяся перетяжка для ком-
пенсации потерь натяжения вслед-
ствие трения
него из п арматурных элементов, напротив, к расчетному удлинению надо
добавить величину, равную 1/л от общей упругой деформации сжатия бе-
тона, так как остальная часть этой деформации проявилась уже раньше,
до натяжения данного элемента.
При натяжении криволинейных арматурных элементов нужно при ра-
счете контролируемого удлинения и необходимой силы натяжения заранее
учитывать потери от трения, как указано в гл. 7, Если учесть эти потери?
возникающие при натяжении криволинейного элемента, то величина кон-
тролируемого удлинения окажется меньшей, чем для арматурного элемен-
170
та натягиваемого без трения. Для получения в точке х полной силы натя-
жения V следует к концу арматуры приложить силу V+ Д V (фиг. 4. 31),
где Д V соответствует потере от трения силы натяжения V-\- Д1/ из-за
искривления арматуры на угол между направлением в точке х и направ-
лением в месте приложения натяжения (а не на сумму всех углов от ис-
кривления). Величину контролируемого удлинения нужно в этом случае
вычислить с учетом изменения силы натяжения по длине арматурного эле-
мента. Если A\V составляет не больше 5°/о от V, то при принятых в Герма-
нии допускаемых напряжениях для стали (0,55 авг) такое незначитель-
ное превышение номинального натяжения с одной стороны элемента не
вызывает опасений. При больших Д1/, которые следует ограничить значе-
нием в 10 -т- 15% от V, после перетяжки арматуры на такую величину ее
шедует разгрузить до номинального значения силы натяжения.
Многократно прилагая повышенную постепенно уменьшающуюся силу
натяжения и отпуская натяжение, можно достигнуть довольно точного но-
минального натяжения по всей длине арматурного элемента (фиг. 4. 32) *.
Правила по выполнению натяжения должны содержать соответствую-
щие указания о порядке нагружения при значениях силы натяжения,
превышающих V, о степени разгрузки, а также о контролируемых величи-
нах удлинений.
4. 442. Отклонения в величинах контролируемых удлинений
Если при натяжении получается слишком большое для данной силы на-
тяжения удлинение, то нужно прежде всего проверить манометры. Если
манометры в порядке, можно предположить, что либо нарушена анкеров-
ка арматурного элемента, либо сталь не обладает требуемой прочностью,
либо, если арматурный элемент состоит из многих проволок, что одна из
проволок порвалась. Обрыв проволоки дает о себе знать громким звуком;
его можно также установить по внезапному падению давления на мано-
метре. В обоих случаях ответственный за строительство сооружения инже-
нер должен решить, нужно ли заменить арматурный элемент или доста-
точно уменьшенной силы натяжения. Если произошел обрыв проволоки,
то контролируемое удлинение надо уменьшить в соответствии с уменьше-
нием силы натяжения на ту часть, которую воспринимала разрушенная
проволока.
Обрывы проволок происходят только в тех случаях, если на них есть
дефекты от проката или если с проволокой неправильно обращались до
укладки или в период укладки на место, например при повреждении
поверхности или отсутствии мер предохранения от ржавления (например,
при прокатной термически улучшенной проволоке) (см. 2. 125).
Если правильно рассчитанное удлинение при натяжении не достигнуто,
-то причиной этого может быть повышенное трение или препятствие, обра-
зуемое проникновением в канал цементного раствора. Совершенно непра-
вильно в таких случаях достигать требуемого удлинения попросту повы-
шением силы натяжения, так как при этом между препятствием и местом
дриложения натяжения могут возникнуть слишком высокие напряжения
И даже остаточные деформации, которые, конечно, приведут к требуемому
перемещению, но, возможно, как раз в решающем месте не будет обеспе-
чена необходимая сила натяжения.
Если повышенное трение вызвано ржавлением, возникшим после уста-
новки арматуры, например, если стройка перезимовала, то ослабляют
1 Метод, предложенный Б. Фрицем в «Бетон унд Шталь», 1953, вып. 10, фиг. 7,
не дает, к сожалению, указанных там благоприятных результатов; см. также дополни-
тельные исправления в [224].
171
натяжение до нуля и энергично промывают арматурный элемент водоЩ
Если и после этого не достигается требуемое удлинение при натяжении, то
трение можно еще уменьшить промывкой маслом, растворимым в воде.
Масло, которое может впоследствии снизить сцепление, нужно после натя-
жения удалить тщательной промывкой; если применяется нерастворимое в
воде масло, то промывку нужно произвести растворителем для жиров
например трихлорэтиленом, остатки которого после опорожнения канала
быстро испаряются и не оказывают вредного действия на цементный рас-
твор. •
Если в канал проникло умеренное количество цементного раствора из"
швов, то его можно разрыхлить многократным ослаблением натяжения
и повторным натяжением до тех пор, пока будет достигнута требуемая'
величина удлинения.
4. 443» Точность измерения удлинения при натяжении
Точность, с которой нужно измерять удлинение при натяжении, зави-
сит от длины арматурного элемента. Измерение должно быть произведено
с точностью не менее ±2% полной величины контролируемого удлинения.
При арматурных элементах до 5 ж длиной нужно поэтому брать отсчеты
при помощи микрометрического винта или индикатора с точностью поряд-
ка 0,2 мм.
Для всех арматурных элементов большей длины достаточно брать от-
счет по миллиметровой шкале с нониусом; при длине более 10 м можно
уже не пользоваться отсчетом по нониусу.
Относительные удлинения zv при натяжении или модули упругости Щ,
пользуясь которыми определяют расчетную величину удлинения для боль-
шинства употребляемых сталей, не представляют собой точно известных
установленных величин и меняются в пределах ±3 —5% (см. гл. 2). По-
этому вполне может случиться, что при правильном значении силы изме-
ренное удлинение будет отличаться от расчетного на указанный процент;
если только кривая деформирования <т — е не была определена именно
для данной партии в условиях применения ее в сооружении.
4. 444. Равномерность предварительных напряжений в пучках
Если группа проволок или прядей объединены в пучок и подвергаются
совместному натяжению, то постоянно возникает вопрос, получают ли все
проволоки равномерное натяжение. Если проволоки и пряди уложены на
близком расстоянии Друг от друга с одинаковыми прокладками между
ними, то не может возникнуть разницы в длинах, разве что при групповом
размещении температура отдельных проволок с неподвижными анкеров-
ками (петли и т. п.) была различна. Если проволоки закрепляются в анке-
рах только после закрытия жестяных кожухов или даже после бетониро-
вания, то температурные разности выравниваются до натяжения. При ан-
керовке петлями, охватывающими бетонные натяжные блоки, нужно при
установке арматуры учитывать разницу в температуре, помещая проклад-
ки на тыльной стороне натяжного блока или применяя другие меры, чтобы
пучок при выравнивании температуры, например за ночь, не расстроился
(фиг. 3. 69). При сильном солнце пучки лучше укладывать не в дневное,
а в ночное время.
Если даже вследствие неравенства температур порядка 10°С останутся
различия в длине элементов, то при обычных высокопрочных проволоках
это приведет к разнице в напряжениях только около 2%, что не имеет зна-
чения.
172
Если совместно устанавливаются проволоки с большим расстоянием
между ними, то может случиться, например, что одна проволока образует
слегка волнистую линию, а другая — безупречную прямую. Фрейсине рас-
^мр^рел ЭТот случай в «Travaux» (февраль 1949 г., стр. 69) и показал, что
даже если стрела прогиба полуволны длиной 5 м равна 2,17 см, то раз-
ница в напряжениях по сравнению с прямой проволокой составляет только
100 кг/см2, или около 1,2%. При всех употребительных способах работ
шкие большие стрель! прогиба или волны вообще невозможны; следова-
тельно, нечего бояться неравномерного натяжения в пучке, пока отдель-
ные проволоки надежно заанкерованы и торможение крайних слоев
(см. гл. 7. 23) наверняка исключено.
4. 5. ОСОБЫЕ СПОСОБЫ НАТЯЖЕНИЯ
Отдельные арматурные элементы обычно захватываются за конец при
помощи домкрата и натягиваются один за другим. Это обычный способ
натяжения арматуры. Существует, однако, ряд особых способов натяже-
яищ часть из которых начинает применяться все шире, часть ограничи-
вается до сих пор немногочисленными случаями применения. Эти способы
натяжения описаны ниже, поскольку они представляют технический
интерес.
4. 51. НАТЯЖНЫЕ БЛОКИ
Групповые арматурные элементы часто анкеруют при помощи натяж-
ных бетонных блоков, установленных на одном или на обоих концах кон-
струкции (например, по способу
Баур-Леонгардта). При этом мо-
гут применяться петли, двойные
петли, крюки с обмоткой и т. п.
При умеренном расстоянии между
арматурными элементами целе-
сообразно применять блоки при-
близительно полукруглой формы
(фиг. 4. 33), на тыльной стороне
которых петли пучка при укладке
разводят по высоте, так что сила
натяжения распределяется по всей
высоте и ширине натяжного
Иока.
Натяжные блоки для отдель-
ных мощных арматурных элемен-
тов или при большом расстоянии
между арматурными элементами
целесообразно изготовлять пока-
занными на фиг. 3. 13 двойными
петлями Б аур а.
Между подвергаемой обжатию
конструкцией и натяжным блоком
Щтанавливаются мощные гидрав-
лические домкраты, которые при
натяжении передвигают натяж-
ной блок на величину удлинения
лучка (фиг. 4. 33). Натяжение
закрепляется путем заполнения
полученного зазора быстротвер-
173
Фиг. 4. 33. Полуцилиндрические натяж-
ные блоки с анкерными петлями для
закрепления пучков. Между сооружением
и натяжными блоками размещены гидрав-
лические домкраты
Фиг. 4. 34. Расположение ниш для домкратов позади
натяжных блоков
деющим бетоном. После этого домкраты можно снять. Внутренняя
поверхность натяжного б.црка должна, следовательно, иметь такие раз
меры, чтобы за вычетом места, занимаемого домкратами, уложенный на
этих участках бетон мог воспринять обжатие. Обычно в непосредственной
близости к концу пучка оставляют бетонное ребро толщиной 20—40 см
Домкраты и остальные опорные поверхности располагают так, чтобы на^
тяжной блок испытывал возможно меньшие напряжения изгиба как от
действия домкратов, так после их демонтажа и от опорных реакций. При
этом целесообразно раз-
лан мещение домкратов,
приведенное на фиг!
4. 34. Ниши для дом--
кратов устраивают как
можно более узкими.
Часто располагают в
каждой нише по 2—3
домкрата друг над
другом.
Бетонирование на-
тяжных блоков можно
производить непосред-
ственно на безукориз-
ненно ровных бетонных
площадках, поверхность
которых покрыта асфальтом или слоем глины. Сопротивление скольжения
натяжного блока по сравнению с силой натяжения вообще невелико По-
верхность натяжного блока, на которую опираются домкраты, должна
оыть изготовлена с большой точностью, перпендикулярно поверхности
скольжения и перпендикулярно оси натягиваемой арматуры, чтобы при
натяжении не возникало дополнительных усилий (см. 4. 310).
Оси домкратов или равнодействующих усилий всех домкратов целесо-
образно располагать на 5—10 мм
выше равнодействующей усилий на-
пряженной арматуры, чтобы натяж-
ной блок прижимался к плоскости
скольжения и не поднимался кверху.
По тем же соображениям нужно от-
клонять книзу на 1—2° ось арматур-
ного элемента у начала натяжного
блока. Возникающие благодаря это-
му^ вертикальные составляющие уси-
лий прижимают натяжной блок к по-
верхности скольжения (фиг. 4. 35).
Продольный разрез
Натя/пной бетонный
блок Ось домкрата на Юмю
дыше оси пучка
. I \ Ось пучка и натямного йлона
9M»»wwwtW/M/)///}////. отклонена
Поверхность скольмемия
Фиг. 4. 35. Меры, обеспечивающие прижи-
мание натяжного блока к поверхности
скольжения
№-Задвимксг
Р- насос
м- Манометр
Фиг. 4. 36. Рекомендуемое размещение
трубопроводов, вентилей и маномет-
ров для одновременного натяжения
нескольких блоков
174
Если рядом расположено несколько натяжных блоков, то целесообр-
азно производить натяжение их совместно; для этого гидравлические
¦яймкоаты соединяют между собой нагнетательным трубопроводом и пита-
S одним насосом (фиг. 4. 33). Следует при этом непосредственно перед
каждым домкратом иметь запорный вентиль, с одной стороны, чтобы иметь
возможность вносить поправки в перемещение при натяжении каждого из
блоков, с Другой, — чтобы защитить домкраты от влияния возмож-
ных повреждений нагнетательного трубопровода на период твердения
бетона уложенного в швы. На фиг. 4. 36 показано расположение трубо-
проводов, вентилей и манометров при совместном натяжений нескольких
блоков, ^
Применение натяжных блоков особенно хорошо зарекомендовало себя
в строительстве мостов. При разработке организации строительства нужно
предусмотреть сначала бетонирование площадок под блок, а затем натяж-
ного блока, раньше чем начинать установку натягиваемой арматуры. После
натяжения нужно выждать, пока затвердеет бетон в шве (при цементе выс-
шей марки от 2 до 4 дней), и только тогда можно окончательно бетониро-
вать концы конструкции, причем натяжной блок включается в этот массив
бетона, Таким образом, всего получается пять бетонировок, что при неболь-
ших быстро возводимых сооружениях часто является неудобным. С другой
стороны, при помощи натяжных блоков можно с малыми затратами созда-
вать анкеровку для больших усилий и осуществлять натяжение пучков,
применяя описанные выше большие натяжные домкраты.
4. 52. ШВЫ ДЛЯ НАТЯЖЕНИЯ
Можно объединить процессы натяжения и упростить бетонирование,
устраивая поперек конструкции шов, в котором помещают гидравлические
домкраты, рассчитанные на суммарную силу натяжения (фиг. 4. 37). Арма-
Подбинтое г*
опиранцр \
на noek*ocrnax\
Продольный разрез
консоль Затягиваемая арматура
ж
W/Шш.
Отпрыгрый шов У
для нотяменир '
План
^После гютятепия
Фиг. 4. 37. Размещение поперечного шва для натяжения,
у которого устанавливаются домкраты .
Юрные элементы при этом глухо анкеруются на концах конструкции в бето-
не. Шов расширяют на величину перемещения контролируемого удлинения
при помощи этих домкратов и в этом состоянии бетонируют. Так как в боль-
шинстве случаев совместно действует несколько домкратов, то они должны
иметь поршни одинаковой площади, чтобы при одинаковом давлении
175
жидкости получалась также одинаковая сила. Если нельзя избежать при^
менения неодинаковых домкратов, то нужно обратить внимание на пра^
вильное положение равнодействующей усилий домкратов, чтобы шов рас-
ширялся равномерно. IB этом случае, так же как описано в 4. 51, можно
производить регулировку, отключая один из трубопроводов к домкратам.
С точки зрения статического расчета, ясные соотношения получаются
в том случае, если шов для натяжения находится непосредственно за опо^
рой конструкции и ее отодвигаемый конец свободно выступает за опору.
В этом случае нужно только расположить ось домкрата в соответствии
с направлением действия Mg} ниже оси натягиваемого пучка, и позабо-
титься о том, чтобы консольный конец конструкции принял правильное
положение по высоте, Но ось домкрата и ось натягиваемой арматуры дол-
жны иметь одинаковый наклон, чтобы в шве не возникла поперечная сила,
которую домкраты не могли бы воспринимать.
Напряеаемьш элемент Открытый шов для Домкраты
натяжении ^ /
Подвижка 3 продольном I I
направлении I |
р—tiampntriou шпиндель)
% или домкрат
Фиг. 4. 38. Шов для натяжения, расположенный в пролете
Можно однако поместить шов в пролете или непосредственно вблизи
промежуточной опоры неразрезной балки (фиг. 4. 38), там, где пучок про-
ходит параллельно поверхности скольжения, чтобы жестяной кожух не
перемещался в этом месте перпендикулярно пучку. В таких швах для на-
тяжения нужно создать момент нужной величины, устанавливая соответ-
ствующим образом расстояние между осью домкрата и осью натягиваемой
арматуры. Так как при больших силах натяжения даже небольшие откло-
нения от ее номинального значения приводят к большим ошибкам в мо-
менте, то нужно иметь возможность подрегулировать этот момент после
натяжения. Ось домкрата нужно поэтому по возможности располагать
так, чтобы концы конструкции прижимались к своим опорным поверхно-
стям. Затем наблюдают за деформациями конструкции и перед забетони-
ровкой швов сообщают ей при помощи винта или дополнительного дом-
крата правильное положение.
Гидравлические домкраты по поперечному сечению распределяются с
таким расчетом, чтобы между ними оставались участки, достаточные для
размещения опорных блоков. Во многих случаях удается разместить все
домкраты вне поперечного сечения, на прижатых к конструкции консолях
или на остающихся свободными уширениях поперечного сечения. В таких
случаях можно бетонировать весь шов за один раз после натяжения, а ни-
ши для домкратов могут оставаться открытыми.
В США производили натяжение арматуры однопролетных балок при
расположении шва в середине, т. е. в точке 1/2 (способ Бильнера) [146].
Дейнингер [179] также сообщает о таком натяжении, произведенном фир-
мой «Бишоф».
4. 53. НАТЯЖЕНИЕ ПУТЕМ ПОПЕРЕЧНОЙ ОТТЯЖКИ АРМАТУРУ
Натяжение арматурных элементов в отдельных случаях осуществляли
путем оттяжки их в нескольких промежуточных точках книзу в вертикаль-
ном направлении; при этом целесообразно использовать для упора попе-
176
речные балки [13] (фиг. 4. 39). Натягиваемая арматура должна при этом
располагаться вне поперечного сечения конструкции.
Величины усилий для оттяжки в каждой из точек перелома незначи-
тельны, но зато велики перемещения при натяжении. При использовании
высокопрочных сталей нужно соответственно сильно изменить первона-
чальное очертание пучка, чтобы получить требуемые продольные удлине-
ния. Чтобы не превысить допускаемых величин напряжений, нужно,
чтобы пучок во всех /очках изменения его направления отжимался книзу
Фиг. 4. 39. Натяжение поперечной оттяжкой пучка, например при
помощи домкратов, опирающихся на поперечные балки (по Дишингеру)
одновременно. Требуется, следовательно, одновременно большое число
натяжных устройств, которые должны быть устроены так, чтобы пучок в
натянутом состоянии можно было опереть на поперечные балки. Этот
способ создания предварительного напряжения не имеет поэтому преиму-
ществ по сравнению с натяжением за концы. Он потерял также свое зна-
чение и потому, что расположение натянутой арматуры вне поперечного
бетонного сечения сейчас почти не применяется по соображениям на-
дежности.
Недавно Г. Кани [143] предложил размещать элементы натягиваемой
арматуры в узких щелях между двумя вертикальными стенками балки или
в середине пустотелых элементов сначала прямолинейно и приблизитель-
но по центру (фиг. 4. 40). При этом расстояние между проволоками или
прядями должно быть не меньше 1 см, чтобы их можно было потом обето-
тонировать. Эти натягиваемые пучки сначала натягивают прямолинейно,
а затем в немногих точках изменения направления смещают вертикально
при помощи оттяжных хомутов настолько, чтобы получить желаемое вне-
центренное расположение натянутого кабеля. Эти' хомуты должны быть
установлены в конструкции при укладке пучка. После вертикального сме-
щения хомут при помощи стержней с резьбой и гаек закрепляется на пре-
дусмотренной высоте относительно бетона. В течение всего процесса натя-
жения не возникает никаких ограничений удлинения арматуры от трения
и Т; п.; кроме того, можно в любом месте пучка проверить напряжение.
Мементы арматуры можно установить по высоте с точностью до 1 мм и
проверить установку.
После натяжения производится обетонирование пучка; при этом сна-
чала между старым бетоном вертикальных стенок балки и новым бетоном
вокруг пучка оставляется промежуток шириной 5 ч-16 см. После затвер-
дения бетона вокруг пучка отпускают в продольном направлении арма-
туру, и, таким образом, бетон, окружающий пучок, становится предвари-
тельно напряженным. Только после этого производят соединение бетона
конструкции с бетоном вокруг пучка, причем необходимо обеспечить их
совместную работу. Несомненно, такое комбинирование продольного на-
ряжения с натяжением при помощи оттяжки исключает потери натяжения
от трения, и натянутая арматура оказывается заключенной в высокока-
чественный предварительно напряженный бетон; достигаемая точность
также велика. Однако приходится иметь дело со многими рабочими опе-
рациями.
12 — 3206
177
/ Вето?*
2
Поперечные сечения
у, ЛЛщ о &*а Сч' '/\
Пердое натяжение прямой пучок
Последующая заливка
шВа для связи
г^^г^С
у^р^***^
G
IT
Г
^
Второе матяменце 6 поперечном направлении
Наглятныв/
хомуты
Фиг.^4. 40. Способ Кани с комбинированным натяжением
линейным в сочетании с поперечной оттяжкой на' примере
неразрезного моста из пустотелых балок.
Да tfQififitnGtiuf*
Фиг. 4. 41. Натяжение двойных пучков при помощи попереч-
ного смещения обеих прядей (по Юбицу)'
Парные пучки, заанкерованные на концах, можно также напрягать,
притягивая их друг к другу в поперечном направлении в одном или не-
скольких местах, или же оттягивая их друг от друга (фиг. 4. 41) [120].
Ивтор рассматривал этот вопрос еще в-1947 г., имея в виду создание пред-
варительного напряжения стен нижнего этажа жилых зданий для защиты
Лучок в пазу
До матя/кепия
После натяжения
Фиг. 4. 42а. Создание предварительного напряжения в сте-
нах нижнего этажа жилых домов для защиты от оползней
(предложение Леонгардта, 1947 г.). Вид одной стены; пучки
охватывают кругом все четыре стены
их от оползней (фиг. 4. 42а). При этом предполагалось охватить нижний
этаж вверху и внизу, а пучки притянуть друг к другу в серединах стенок.
В стене можно предусмотреть борозды для пучков, так что их можно легко
защитить штукатуркой после натяжения.
Предварительное напряжение при помощи оттяжки в поперечном на-
правлении рассматривал также Каммюллер [195].
Шаким же путем можно со-
здать предварительное напряже-
ние в кольцевом изделии с зам-
кнутой арматурой, уложенной не-
прерывно вокруг этого изделия.
Если одновременно оттянуть на-
тягиваемые проволоки в возможно
большем числе точек или последо-
вательно в одной точке за другой
на величину Ar=nv9 то в кольце
возникнет равномерное растяги-
вающее усилие. Натянутые прово-
локи нужно затем только защи-
тить и соединить с обжимаемым
кольцом путем обетонировки (фиг.
4. 42 6). Фирма BBR (Цюрих)
неоднократно с успехом приме-
няла этот способ. При этом спо-
собе можно производить также на-
тяжение Ступенями, закрепляя на- Фиг. 4. 426. Натяжение кольцевого пучка
ТЯНУТУЮ япмятут/ яя тгяжгтгш гтл;- посредством оттяжки по всему периметру
^ннутую арматуру на каждой сту- (фи^рма BBR? ц10рих); С03Дание предвари-
нени при ПОМОЩИ покрытых тельного напряжения в купольном покры-
Жестью бетонных клиньев. тии бензохранилища
12*
179
4. 54. НАТЯЖЕНИЕ ПО ПРИНЦИПУ КОЛЕНЧАТОГО РЫЧАГА
После войны при натяжении арматуры в сборных балках неоднократно
использовался прием, основанный на принципе рычага [108]. Балка расчле-
няется посредине, *и внизу, в месте стыка, устанавливаются шарнирные
После нагпяменця
Фиг. 4. 43. Натяжение арматуры посредством смещения эле-
ментов балки, расположенных под углом. В шве посередине
предусмотрен шарнир (по Фессену)
плиты. Для натягиваемого троса или пучка в нижнем поясе сделан паз, на
концах которого помещаются анкерные устройства. Оба элемента балки
устанавливают наклонно, в форме двускатных стропил (фиг. 4. 43). При
иагружении такой конструкции арматурный элемент натягивается и вхо-
дит в паз, когда нижние пояса обоих элементов окажутся на одной прямой.
Паз и шарнирный стык заделываются. Расчетные длины пучка и элемен-
До натяжения
Съемная повнладная плита
После натяжения
Фиг. 4. 44. Для предварительного обжатия цельной балки приме-
няется стальной рычаг (по Фессену)
тов должны выдерживаться с большой точностью, чтобы обеспечить полу--
чение нужной силы натяжения.
По тому же принципу выполнялось натяжение арматуры цельных ба-
лок, без стыка, с помощью стального рычага (фиг. 4. 44). Способ этот уже
не применяется.
180
4. 55. НАТЯЖНЫЕ ПЕТЛИ
В 1947 г. Лесаж (Льеж) [88] предложил применять раздвижку при по-
мощи клиньев и перекрывающих петель (фиг. 4. 45), обеспечивая при та-
ком натяжении неразрезность балок; щели для натяжения петель распо-
лагают там, где натягиваемая арматура проходит горизонтально и где сила
а Горизонтальный разрез
Патя/ммьге клинья
Вертикальный разрез
Фиг. 4. 45. Натяжение путем раздвижки клиньями
перекрывающихся петель, неподвижно закреплен-
ных на другом конце (по Лесажу)
натяжения должна быть максимальной (фиг. 4. 46). Способ этот выгоден
тем, что при натяжении нигде не нужно опираться на бетон, но почему-то
практически испробован мало. Такой же эффект можно получить, приме-
няя натяжные замки.
В. Баур (сотрудник автора) в 1949 г., не зная предложения Лесажа,
успешно применил этот принцип для создания предварительного напря-
вид сбоку
Окна для петель
натягиваемой арматуры
Фиг. 4. 46. Размещение точек натяжения при создании
предварительного напряжения в арматуре неразрезных
балок по методу, показанному на фиг. 4. 45
жения в резервуаре натяжением пучков прядей (фиг. 4. 47). При этом пет-
ли охватывали маленькие бетонные блоки, раздвигаемые в противополож-
ные стороны домкратом.
О. Фельтер использует натяжные петли в так называемом «замковом
способе» акционерного общества «Карл Кюблер» (Штуттгарт). Петли пе-
1
V //
\/ / /
te
/\
/ А
О А
щ
?У..А
jLA
т
182
s
о
г
?«
v^
?:t
^ Qj
6*
Я
я
ж
к
о
н
о
о
о
S
о
н
я
m
3
о,
о
о
к СХ
S3.
я О
(U о
Я в
к ^
к
О)
ей
я
к
н
(Л
к
00
и,
я
е
183
Поперечный разрез
поя-д
Вид сбоку
d -в—| Затягиваемые проболопц
2проста8пи
—| .Ъ'естямые трубми
Фиг. 4. 49. Напряженный арматурный элемент, состоящий из
натянутых на заводе и закрепленных на сжатом внутреннем
стержне проволок с противоположным направлением навивки
(способ Шорера, США)
Предварительно напряженный пучкобый элемент:
23 пряди по 12 проволок 0 2 мм
Дрматура Гибкая труба
Сердечник иэ з&еньев, 8ид сбоку
ШШШ
вид в статон состоянии
Вид & растянутом состоянии
~0^
Дннерный б"паг<
Фиг. 4. 50а. Гибкие полые пучки из прядей системы Шало,
натягиваемые относительно расположенной внутри цепи из
шарнирных звеньев
184
покрываются только после натяжения, так что для их соединения-после-
натяжения достаточно небольшого стального вкладыша (фиг. 4. 48) [215].
Натяжной домкрат, изображенный лишь схематически, устанавливается
снаружи в открытых щелях. Места натяжения размещают в менее нагру-
женных сечениях вследствие пониженной несущей способности петель;
использование для этих целей более нагруженных сечений возможно,-
только если тщательно учесть уменьшение несущей способности и компен-
сировать его увеличением площади сечения стали.
4. 56. ЭЛЕМЕНТЫ АРМАТУРЫ, ПРЕДВАРИТЕЛЬНО НАТЯНУТЫЕ
ДО УСТАНОВКИ
Шорер (США) разработал элементы предварительно напряженной
арматуры, которые натягиваются на фабрике при изготовлении и в натя-
нутом состоянии укладываются в конструкцию для бетонирования на
строительстве. Как показано на фиг. 4. 49, натягиваемые проволоки нама-
тывают на стальной стержень в два слоя с противоположным направле-
нием навивки. Стальной стержень помещен в тонкой жестяной трубке.
При помощи проставок обеспечиваются небольшие зазоры между прово-
локами и трубкой, трубкой и стержнем. Проволоки при натяжении опи-
раются на внутренний стержень; они анкеруются на концах стержня. Сле-
довательно, сила натяжения воспринимается расположенным внутри
стержнем, работающим на сжатие. Элементы предварительно напряжен-
ной арматуры можно и в напряженном состоянии подвергать изгибу в пре-
делах допустимых для стержня добавочных сжимающих напряжений от
изгиба, так как при этом боковые силы от натянутых проволок уравно-
вешиваются боковыми силами сжатого сердечника — стержня. После
затвердения бетона силу натяжения проволок переносят на него, отпу-
ская анкеровку концов; после этого можно вытащить стержень сердеч-
ника. В образовавшийся канал нагнетают раствор.
М. Шало (Париж) описывает («Travaux», август, 1949 г.) в отчете о
международной конференции по предварительно напряженному железо-
бетону подобный же способ.
Предложенные им элементы ?¦¦- ¦¦ ¦ -у^/^гтг^Т""7^¦•¦- а*; ---^
предварительно напряжен-
ной арматуры можно в натя-
нутом состоянии подвергать
изгибу в размерах, требуе-
мых для балок, так как
внутренний сжатый элемент
состоит из шарнирно связан-
ных друг с другом коротких
толстых стальных звеньев.
На эту цепь наматывается
плотно лента из жести (фиг.
41 50а). На нее наматы-
ваются проволочные пряди
в два слоя с противополож-
ным направлением навивки,
как в стальном тросе (фиг.
41 506). Пряди анкеруются
на концах в цилиндре со
спиральной обмоткой, сквозь
который проходит внутренняя
продольном направлении
Фиг. А. 506, Изготовление анкеров для элементов
предварительно напряженной арматуры системы
Шало
цепь шарнирных звеньев, подвижная в
Образованный таким образом полый пучок
18$
натягивают на стенде и передают обжатие на внутреннюю цепь из шар-
нирных звеньев.
При отпуске натянутого троса на стенде он укорачивается на величину
сжатия шарнирной цепи, причем должно теряться около 30% силы натя-
жения [125]. Выгоднее было бы уже в процессе натяжения опереться на
шарнирную цепь и таким образом избежать этого снижения силы натя-
жения.
Применение этих элементов предварительно напряженной арматуры
устраняет заботы о трении и сцеплении, так как натянутые проволоки бе-
тонируются непосредственно в натянутом и изогнутом состоянии. Строи-
тельная фирма «Сосьетэ де гран Траво де Марсей» разработала сравни-
тельно простую машину для изготовления таких элементов. Несмотря на
это, затраты труда и расход дорогостоящих шарнирных цепей столь высо-
ки, что этот технически изящный способ пока не нашел большого распро-
странения.
По этому способу изготовляются элементы предварительно напряжен-
ной арматуры с силой натяжения 55 и 80 т. Они получили применение в
1949 г. при строительстве моста через канал дю-Люен близ Парижа.
4. 57. СОЗДАНИЕ ПРЕДВАРИТЕЛЬНОГО НАПРЯЖЕНИЯ НАГРЕВОМ
Для натяжения арматурных элементов можно также использовать уд-
линение стали при нагреве. Этот способ применим в определенных грани-
цах, обусловленных прочностными характеристиками стали при повышен-
ной температуре. Для холоднотянутых или термически улучшенных Про-
волок температура ¦ не должна превосходить 300°С. Соответственно на-
пряжение составит только около 7 000 кг/см2у чего не вполне достаточно
для использования высокопрочных сталей. Для твердых сталей удается
достигнуть нагревом нормальной величины предварительных напряжений.
Этот способ испробован Бильнером (США) и Фрейсине [150]. При этом
Бильнер бетонирует стальные проволоки в ненатянутом состоянии, пред-
варительно покрывая их термопластическим составом (содержащимсеру);
состав этот при нагреве размягчается и одновременно действует как
смазка. Для нагрева применяли электрический ток большой силы, но низ-
кого напряжения. Указывается, что на 1 м длины требуется около 1 100 а
при напряжении 2 в, чтобы за 1 мин. нагреть проволоку диаметром 5 мм
до нужной температуры. Как только будет достигнута требуемая темпе-
ратура, проволока анкеруется по обоим концам; наступающее вслед за тем
охлаждение создает желаемое предварительное напряжение; покрытие
затвердевает и образует связь с бетоном. Способ это прост, но расход
электрической энергии велик.
4. 58. НЕПРЕРЫВНОЕ НАПРЯЖЕННОЕ АРМИРОВАНИЕ ОБМОТКОЙ
На основе метода обмотки резервуаров, описанного в гл. 16, фирмой
«Прилоуд-Кром» разработан способ обмотки балок1. Этот способ отли-
чается очень низкими затратами труда. Натяжение проволоки произво-
дится исключительно машинами.
1 В нашем предисловии уже отмечено, что автором полностью обойден молчанием
юпыт разработки и применения метода непрерывного армирования предварительно на-
пряженных железобетонных конструкций, впервые предложенного в Советском Союзе
в начале 1941 г. («Строительная газета», № 11, 18 марта 1941 г. См. также В. В. Ми-
хайлов, «Метод непрерывного напряженного армирования железобетона», Госстрой-
издат, 1955 г.) и получившего в настоящее время развитие у нас и за рубежом>
Вопросы применения непрерывного армирования в железобетонных конструкциях
•с предварительным и последующим натяжением, исследования их работы и особенно-
стей технологии их изготовления, а также механизмы для непрерывного напряженного
армирования достаточно полно освещены в ряде послевоенных работ советских и ино-
странных авторов. (Прим. редактора.)
186
Готовая балка длиной от 6 до 17 м устанавливается на круглую вра-
щающуюся платформу (фиг. 4. 51 и 4. 52). Натягиваемая проволока анке-
руется на конце балки и путем вращения платформы наматывается много
Фиг. 4. 51. Способ обмотки балок фирмы «Прилоуд-Кром». Слева,
сзади, машина, которая приводит во вращение стол посредством
шарнирной цепи
витков, укладываемых в пазу вертикальной стенки балки. Проволока про-
ходит при этом через волочильный зажим, сопротивление которого соот-
ветствует желаемой силе натяже-
ния и одновременно повышает
прочность проволоки путем про-
тяжки. Конец проволоки опять ан-
керу ется. Обмотка мостовой балки
для 16-м пролета 50 витками Ъ-мм
проволоки общим весом 115 кг
длится всего лишь 10 мин., уста-
новка и съем балки занимают еще
20 мин. Обмотка затем покрывает-
ся защитным слоем торкретбето-
на, который, по данным опытов,
'обеспечивает также хорошее сцеп-
ление натянутой проволоки с
бетоном балки (фиг. 4. 53). Витки
проволоки могут сначала распо-
лагаться посредине стенки, а за-
тем в двух—четырех точках сред-
ней части балки их можно отжать
книзу, чтобы они, располагаясь
-там, более эффективно работали
ла изгиб.
4. 59. ДРУГИЕ СПОСОБЫ
Существуют и другие способы,
ясак, например, способы обмотки
труб и резервуаров, способ обру-
сей, клиновый способ и т. п., опи-
санные в гл. 16.
Было также предложено соз-
давать предварительное напря-
Фиг. 4. 52. Конец готовой балки с навитой
арматурой
Фиг. 4. 53. Нанесение защитного слоя из
торкретбетона
жение применением расширяющегося цемента (ciment expansif)..
Лоссье во Франции в течение ряда лет занимался осуществлением этой
идеи [62]. Удалось изготовить бетон, который на первых этапах вызрева-
ния несколько увеличивается в объеме. Степень расширения, однако,,
оказалась совершенно недостаточной для натяжения заложенной в бетон
арматуры и не обеспечивала необходимой надежности1.
1 Результаты работ Лоссье и других исследователей, в том числе и советских, в
области использования расширяющихся цементов для получения так называемого само-
напряженного железобетона более значительны, чем это здесь представлено автором
настоящей книги.
Основные исследования, выполненные в этом направлении в Советском Союзе,
освещены в работе проф. В. В. Михайлова «Самонапряженный железобетон», Гос-
стройиздат, 1955 г.
Краткий обзор общего состояния данного вопроса приведен в книге W. Olszak,
Konstrukcie wst^pnie spr^zone (Предварительно напряженные конструкции), Варшава,
1955 г.
В обеих указанных работах имеются подробные перечни литературы. (Прим.
редактора.)
Глава 5
5. СТЕПЕНИ ПРЕДВАРИТЕЛЬНОГО НАПРЯЖЕНИЯ
5. 1. ОБЩИЕ СВЕДЕНИЯ
Как изложено в гл. 1, мы различаем полное предваритель-
ное напряжение, при применении которого лишь в исключительных
случаях допускается появление в бетоне под действием эксплуатационных
нагрузок незначительных растягивающих напряжений, и неполное,
«или ограниченное, предварительное напряжение,
при котором в бетоне могут в отдельных местах возникать растягивающие
Фиг. 5. 1. Кривые зависимости прогиба от нагрузки,
характеризующие степень предварительного напряжения
балок. Как только в растянутой зоне бетона возникает
трещина, прогиб быстро возрастает
напряжения значительной величины, определяемые по формулам стадии 1.
Наконец, существуют еще более слабые степени предварительного напря-
жения, при которых в результате растяжения бетона, как ъ обычном же-
лезобетоне, обязательно образуются трещины, и, следовательно, расчет
выполняется по стадии 2. Такие конструкции в Германии почти не при-
меняются; они рассматриваются в разных случаях как «частично предва-
рительно напряженные».
Фиг. 5. 1 характеризует различные степени предварительного напря-
жения соответствующими кривыми зависимости прогиба от нагрузки, ко-
торые отчетливо показывают, как степени предварительного напряжения
отличаются друг от друга переходом от стадии 1 к стадии 2.
Мнения о том, можно ли и до какого предела допускать растягиваю-
щие напряжения в бетоне, рассчитанные для стадии 1, сильно расходятся.
Фрейсине и его школа категорически отклоняют применение ограничен-
ного предварительного напряжения, но Финстервельдер защищает его ар-
189
гументами, которые отчасти оспаривались [156]; с другой стороны, его
практические достижения значительны.
Автор настоящей книги занимает промежуточную позицию и считает
приемлемыми оба решения, каждое в определенных условиях. Несом-
ненно, конечно, что полное предварительное напряжение позволяет полу-
чить более качественные сооружения, так как снижает влияние потерь
натяжения вследствие усадки и ползучести и полностью исключает появ-
ление трещин в бетоне, устраняя важнейшую из причин возникновения в
дальнейшем повреждений. С другой стороны, ничего нельзя возразить
против ограниченного предварительного напряжения, если от воздействия
постоянной нагрузки наверняка не возникает растягивающих напряжений,,
полезная нагрузка прилагается не часто и сооружение не подвергается
никаким резким климатическим воздействиям. Железобетон с ограничен-
ным предварительным напряжением является промежуточным между
обычным железобетоном и собственно напряженно армированным железо-
бетоном.
Как целесообразно сконструированные соооружения из обычного же-
лезобетона оправдали себя в течение ряда десятилетий, так, естественно,
оправдают себя и правильно выполненные -напряженно армированные
сооружения с ограниченным предварительным напряжением, поскольку
такие конструкции во всяком случае более совершенны по сравнению с
конструкциями из железобетона с ненатянутой арматурой. Ниже сделана
попытка сформулировать правила по выбору степени предварительного-
напряжения.
5. 2. ПОЛНОЕ ПРЕДВАРИТЕЛЬНОЕ НАПРЯЖЕНИЕ
В соответствии с определением растягивающие напряжения, возникаю-
щие при изгибе под действием эксплуатационных нагрузок при полном
предварительном напряжении, практически совершенно устраняются. Все
поперечное сечение бетона эффективно участвует в работе на изгиб до
достижения полной допускаемой нагрузки, и расчет соответственно ведется:
для стадии 1. Если максимальный момент возникает от суммирования
нескольких видов нагрузки, одновременное действие которых мало веро-
ятно, то по нормам DIN 4227 допускаются небольшие растягивающие на-
пряжения от изгиба. Разрешаются также растягивающие напряжения при
некоторых кратковременных монтажных воздействиях, но при этом вслед-
ствие явлений, поясняемых на фиг. 5. 4 и 5. 5 и в п. 5. 3, рекомендуется
соблюдать осторожность.
Для воспринятая главных растягивающих (косых) напряжений, вызы-
ваемых поперечными усилиями, как показывают опыты, при полном пред-
варительном напряжении, в большинстве случаев достаточно продольного'
натяжения (см. гл. 10 и 11). Если главные растягивающие напряжения
превосходят допускаемые, то необходимо дополнительное предварительное
напряжение в направлении действия усилия от нагрузки.
При полном предварительном напряжении деформации стали изменя-
ются в пределах линейности (фиг. 1.12), а величины изменений напря-
жения в арматуре по сравнению с установившимися очень малы и сохра-
няют постоянный характер. Напряжения сцепления между элементами
натянутой арматуры и бетоном, как показано в гл. 6, становятся весьма
незначительными. Совместно работающее поперечное сечение сохраняется
неизменным по своему качеству, и деформации остаются малыми, так как
нет скачкообразного перехода к более деформативной стадии 2.
Благодаря малому напряжению сцепления и незначительным измене-
ниям напряжений стали напряженно армированные конструкции с полным:
190
предварительным напряжением особенно выгодны при динамических на-
грузках, так как предел выносливости бетона, нагруженного только на
сжатие, достигает 70-^-80% статического предела прочности при сжатии.
Выдерживаемые сталью величины отклонений напряжений асимметрич-
ного цикла, превышающие ац=:а,а1 для всех сталей, применяемых в каче-
стве натянутой арматуры, значительно превышают низкие переменные на-
пряжения стадии 1.
Конструкции с полным предварительным напряжением особенно при-
емлемы для железнодорожных мостов; они, согласно действующим нор-
мам, обладают существенно большим коэффициентом запаса прочности
при переменных нагрузках, чем, например, стальные мосты или мосты из
обыкновенного железобетона.
5; 3. ОГРАНИЧЕННОЕ ПРЕДВАРИТЕЛЬНОЕ НАПРЯЖЕНИЕ
Ири ограниченном предварительном напряжении предполагается воз-
можность использования прочности бетона при растяжении. Из экспери-
ментов и из практики известно, что это сопротивление растяжению с те-
чением времени может быть использовано только в том случае, если
удастся избежать усадочных напряжений и перепадов температуры в
бетоне.
В ^условиях строительства эти условия никогда не имеют места. Еще
при бетонировании элементов 'напряженно армированных конструкций
во многих случаях только от выделения теплоты схватывания возникали
значительные трещины на охлаждающихся наружных поверхностях, в то-
время как нагретое ядро элемента оставалось целым. Аналогичные напря-
жения, вызывающие появление трещин, возникают от усадки, распро-
страняющейся снаружи внутрь и, следовательно, тоже приводящей к бо-
лее быстрому укорочению наружных волокон. Между тем, как раз-наруж-
ные поверхности, на которых под нагрузкой возникают высокие напряже-
ния в крайних волокнах, испытывают также в.первое время значительные
собственные растягивающие напряжения.
В гл. 4. 42 было указано, как можно предотвратить возникновение
трещин такого происхождения путем применения раннего предваритель-
ного напряжения.
Однако в дальнейшем возникают все время аналогичные растягиваю-
щие напряжения по причинам, указанным уже в гл. 1. 1. Доказательством
этого могут служить частые трещины в выступающих армированных де-
талях мостов.
Даже в лабораторных условиях трудно получить бетон с ненарушен-
ным сопротивлением растяжению; подавно нельзя рассчитывать на прак-
тическую возможность надлежащего использования сопротивления растя-
жению бетона, если не учтены каким-либо образом вычисленные соб-
ственные растягивающие напряжения. Только в элементах небольшого
размера, подвергнутых надлежащей обработке, например в железно-
дорожных шпалах, можно рассчитывать на заметную долю участия сопро-
тивления растяжению бетона в работе элемента под действием внешних
сил; это, однако, не относится к крупноразмерным конструкциям, нахо-
дящимся в переменных климатических условиях.
При ограниченном предварительном напряжении нормами DIN 4227
допускаются растягивающие напряжения в бетоне, соответствующие вели-
чине ненарушенного предела прочности бетона при растяжении, тогда как
обычно допускаемые напряжения принимаются с коэффициентом запаса
прочности, равным 2-^3 по отношению к гарантированной прочности.
С практической точки зрения, принятие допускаемых растягивающих
напряжений такого порядка во многих случаях оправдано; нужно, однако.
191
-ясно представлять себе, что в бетоне при соответствующих нагрузках мо-
ггут возникнуть трещины; волосные трещины, хотя и не обнаруживаемые
невооруженным глазом, могут иметься еще до создания предварительного
напряжения. Таким образом, стадия 1 (в растянутой зоне бетона нет
трещин) как предпосылка для расчетного определения растягивающих
напряжений в бетоне часто оказывается неприемлемой.
Нужно поэтому рассматривать стадию 1 для элементов с ограниченным
^предварительным напряжением как расчетное допущение, отклоняющееся
от действительности и служащее лишь для того, чтобы определять для
.целей практики предельные величины напряжений в растянутой зоне.
Отсюда вытекает также необходимость компенсировать найденную исходя
из стадии 1 площадь треугольника растягивающих напряжений путем
укладки ненатянутой арматурой или же рассчитать сечение этой арматуры
по стадии 2.
При проектировании, следовательно, необходимо иметь в виду, что
если допускается использование высоких растягивающих напряжений, то
.в растянутой зоне от эксплуатационной нагрузки могут возникнуть тре-
щины; в результате напряжения в арматуре возрастут скачком в соответ-
ствии с фиг. 1.12. Если волосные трещины имелись еще раньше, то напря-
жения в арматуре будут меняться по более пологой ветви кривой ста-
дии 2 с точкой перелома или по кривой.
Сознающий свою ответственность конструктор должен поэтому
уменьшить <т?оп на величину возможного увеличения напряжения под
эксплуатационной нагрузкой при стадии 2.
При образовании трещин сцепление между сталью и бетоном внезапно
подвергается значительной перегрузке (см. гл. 6). Если при этом будет
превзойдена прочность сцепления, то трещина раскрывается. При ограни-
ченном предварительном напряжении необходима поэтому хорошая связь
стали с бетоном, чтобы ширина трещин оставалась малой.
Как и в обыкновенном же-
лезобетоне, здесь тоже связь
гладких стержней с бетоном
одним только непосредствен-
ным сцеплением недостаточна.
К тому же сцепление бетона с
гладкой поверхностью тех ви-
дов стали, которые используют-
ся в качестве натянутой арма-
туры, или с гладкими трубками
значительно меньше, чем с
обычной горячекатанной круг-
лой сталью, особенно слегка
покрытой ржавчиной.
Кроме того, от характера
связи зависит, следует ли при
ограниченном предварительном
напряжении распределять на-
тянутую арматуру по попереч-
ному сечению или же можно
объединить ее в составной ар-
матурный элемент. При непро-
филированных прямолинейных
стержнях или гладких трубках связь только непосредственным сцеплением
требует распределения арматуры по сечению (фиг. 5. 2). Если криволи-
нейность арматурного элемента значительна, так что действует еще и
связь из-за трения, то распределение арматуры уже не так существенно.
Ь о. о а
Ь п*.п ой
Попатигпепьныр
М
-¦дид-агц-р ци ш ц—ста В"
Отрицательнее
М
Фиг. 5.2. Если анкеровка арматуры обеспе-
чивается сцеплением, то при ограниченном
предварительном напряжении следует хорошо
распределить натянутую арматуру по сечению
растянутой зоны
192
Стержни с высокие*
сопротивлением
снолотению
Г ГГТТТ
\
м
та о
л J
При дополнительной связи, работающей на срез, возникающей, например,
если поместить пучок прядей в профилированном кожухе из кровельной
стали, можно натягиваемую арматуру объединить, как это доказывают
испытания на разрушение, описанные в гл. 18.
Ненатянутая арматура, необходимая для того, чтобы воспринять рас-
тягивающие напряжения бетона, при применении таких составных арма-
турных натягиваемых элементов должна состоять из стержней периоди-
ческого профиля с высоким сопротивлением скольжению, распределенных
по контуру сечения (фиг. 5. 3). Такое расположение этих стержней
приводит к тому, что расстояние между трещинами
становится малым, и, следовательно, ширина их тоже
мала.
При многократно повторяющейся или знакопере-
менной нагрузке, за редкими исключениями, вообще
нельзя учитывать сопротивление бетона растяжению.
Как и в обычном железобетоне, следует учесть, что в
этих случаях связь, основанная только на сцеплении,
в напряженно армированных элементах, работающих
по стадии 2, как и в обычном железобетоне, теряется
все более и более.
Ограниченное предварительное напряжение не-
приемлемо для железнодорожных мостов или других
аналогичных конструкций. На германских федеральных
железных дорогах не разрешается поэтому применение
ограниченного предварительного напряжения в желез-
нодорожных мостах.
Применение ограниченного предварительного на-
пряжения уместно для тех случаев, когда расчетные
максимальные нагрузки, насколько можно предвидеть,
не достигаются совсем или достигаются редко. К этой
категории относятся конструкции, в которых преобла-
дают постоянные нагрузки и которые не подвергаются
неблагоприятным воздействиям погоды.
Такие условия имеют место в конструкциях зданий, в которых допу-
стимо появление волосных трещин в растянутой зоне бетона при полной
полезной нагрузке. Конструкцию следует рассчитывать так, чтобы при
половинной нагрузке еще не возникали растягивающие напряжения в бе-
тоне, чтобы образующиеся при полной нагрузке волосные трещины при
действии только собственного веса или умеренных полезных нагрузок
снова закрывались от обжатия.
В автодорожных мостах можно применять ограниченное предваритель-
ное напряжение в тех элементах, в которые не попадает дождевая вода:
в растянутых поясах под проезжим полотном или, если полотно имеет
плотное покрытие, также и вверху. При этом нужно принять за правило,
чтобы при 3/б полной эксплуатационной нагрузки, т. е. при нормальном
движении, еще не возникли растягивающие напряжения. Как известно,
максимальный момент в элементах моста возникает тем реже, чем больше
величина площади моста, которая должна быть нагружена для создания
этого момента. Соответственно ограниченное предварительное напряже-
ние в мостах допустимо скорее при больших пролетах и широких мостах.
в другой стороны, его следует применять только в том случае, если в
надлежащей степени учитывается влияние трения в криволинейных
арматурных элементах натянутой арматуры, так что сила натяжения
в расчетном сечении не может оказаться вследствие высокого сопротивле-
ния меньше, чем проектная.
Фиг. 5.3. При ис-
пользовании кон-
центрированных
натягиваемых ар-
матурных элемен-
тов малое расстоя-
ние между трещи-
нами обеспечивает-
ся уложенными по
контуру сечения
стержнями обыкно-
венной арматуры
из стали периоди-
ческого профиля
13 — 3206
193
При постоянной нагрузке следует во всех случаях избегать, даже во
время строительства, растягивающих напряжений в бетоне, превышаю-
щих 5-^Ю кг/см2, так как при частичном образовании трещин предвари-
тельно напряженное поперечное сечение вследствие деформаций ползу-
чести снижает отчасти свою нормальную несущую способность.
Это обстоятельство обнаружилось, между прочим, при испытаниях
опытных балок и связано со следующими процессами. Пусть простая
балка при постоянной нагрузке испытывает вверху растягивающие напря-
жения порядка 30 кг/см2, которыевоспринимаются ненатянутой армату-
рой (фиг. 5. 4). В нижней зоне пусть действуют высокие предварительные
Фиг. 5. 4. Если при действии g вверху возникают растяги-
вающие напряжения, а внизу высокие сжимающие напряже-
ния, то проявление ползучести в нижнем поясе приводит к
возникновению трещин вверху
напряжения сжатия. Нужно заметить, что волосные трещины вверху
могут возникнуть не только от собственных напряжений, но и вследствие
проявления ползучести в предварительно сжатой зоне. При этом сжимаю-
щие напряжения внизу увеличатся, ползучесть усилится и трещины
начнут раскрываться и удлиняться книзу. Вследствие этого сжимающие
напряжения в предварительно сжатой зоне растяжения возрастут еще
больше, балка выгнется кверху, напряжения в верхней арматуре должны
будут возрасти, а трещины раскрыться еще сильнее. На фиг. 5. 5 показаны
Фиг. 5. 5. Вследствие ползучести бетона балка, изображен-
ная на фиг. 5.4, принимает форму, представленную здесь
с некоторым искажением (в сторону преувеличения)
в увеличенном виде такие деформации балки. Для восприятия полезной
нагрузки может быть использована, следовательно, только высота сече-
ния под трещиной. Верхняя арматура при приложении полезной нагрузки
сперва не испытывает сжатия, так как она растянута. Вследствие умень-
шения эффективной высоты сечения предварительное сжимающее напря-
жение исчерпывается при значительно меньшей нагрузке, чем та, кото-
рая была получена расчетом по полному поперечному сечению для
стадии 1. Таким образом, в эксплуатационных условиях несущая спо-
собность балки при расчете по допускаемым напряжениям оказывается
значительно сниженной. На величину разрушающей нагрузки эти явления
действуют в меньшей степени, так как после появления трещин в нижней
194
зоне трещины в верхней, сжатой, зоне снова закрываются, и таким обра-
зом в балке снова используется полная высота сечения.
В опытных балках (по фиг. 5. 4) после недельного роста деформаций
ползучести нагрузка, вызывающая трещины, была равна 7,5 против
q 55 т для одинаковой во всем прочем балки, у которой растягивающие
напряжения вверху были устранены предварительной пригрузкой,
•При применении ограниченного- предварительного напряжения про-
верка запаса против ^разрушения (см. гл. 13) должна выполняться осо-
бенно тщательно, так как обычно натянутой арматуры недостаточно,
чтобы обеспечить величину разрушающего момента, требуемую для обес-
печения надлежащей надежности. В таком случае нужно добавлять обык-
новенную ненатянутую арматуру (по возможности из стали периодиче-
ского профиля); эту арматуру следует располагать густо и близко к краям
сечения, чтобы она способствовала уменьшению расстояний между тре-
щинами.
5. 4. ЧАСТИЧНОЕ ПРЕДВАРИТЕЛЬНОЕ НАПРЯЖЕНИЕ
Если допустить еще большие растягивающие напряжения, чем это
разрешают правила применения ограниченного предварительного напря-
жения, то уже больше нельзя говорить о предварительно напряженном
железобетоне и вести расчет по стадии 1, а нужно полагать, что растя-
нутая зона, как в обыкновенном железобетоне, вышла из строя. Расчет,
таким образом, ведется на изгиб при наличии осевого сжатия. Умеренное
предварительное напряжение замедляет образование трещин.
Эмпергер предложил в 1938 г. наряду с некоторым уменьшением сече-
ния арматуры, рассчитанной как для обычного железобетона, укладывать
натянутые проволоки, чтобы благодаря полученной этим способом улуч-
шенной картине образования трещин использовать более высокие допу-
скаемые напряжения в ненатянутой арматуре [7, 35]. Серьезных преиму-
ществ' этим способом добиться нельзя. Абелес [150] развил эту мысль
дальше и доказал опытами, что можно сохранить раскрытие трещин при
эксплуатационной нагрузке в допустимых пределах, если натянуть только
от 40 до 60% арматуры (до или после бетонирования), а остальную нена-
тянутую арматуру принять из высокопрочной проволоки диаметром 5 мм
с шероховатой поверхностью и применить особенно хороший бетон, чтобы
получить лучшее сцепление с арматурой. Абелес установил, что таким
способом можно повысить допускаемые напряжения ненатянутой арма-
туры до 4 000 -г- 5 000 кг/см2 и при этом ширина трещины не превысит
0,2 мм. Улучшение картины образования трещин путем использования
тонких стержней периодического профиля с хорошим сопротивлением
скольжению показано также в работе Сарасана в 1945 г. [107].
Благодаря использованию частичного предварительного напряжения
достигается то, что трещины, образовавшиеся под действием эксплуа-
тационной нагрузки, при соответствующей разгрузке целиком или
частично закрываются.
При определении разрушающей нагрузки можно использовать проч-
ность натянутых и ненатянутых проволок, так что при расчете конструк-
ций с частичным предварительным напряжением по стадии разрушения
требуется не больше стали, чем при расчете конструкций с полным пред-
варительным напряжением. Таким образом, получается известная эконо-
мия от того, что часть уложенной в бетон арматуры не приходится
натягивать.
Предложенный Абелесом способ применения частичного предвари-
тельного напряжения может дать небольшие экономические выгоды в
13*
195
сборных деталях, которые не часто подвергаются полной нагрузке и при-
меняются в защищенных от внешних воздействий сооружениях.
5. 5. ЭКОНОМИЧЕСКИЕ СООБРАЖЕНИЯ НО ВОПРОСУ
О СТЕПЕНИ ПРЕДВАРИТЕЛЬНОГО НАПРЯЖЕНИЯ
Конструкции с ограниченным предварительным напряжением более
экономичны, чем конструкции с полным предварительным напряжением,
прежде всего в тех случаях, когда полезная или переменная нагрузка
велика по сравнению с постоянной. В зависимости от этого отношения
при ограниченном предварительном напряжении можно уменьшить при-
мерно на 25% сечение натянутой арматуры и некоторое количество
бетона, так как можно уменьшить размеры предварительно обжатого
пояса. Экономии некоторого количества стали для натянутой арматуры
нужно противопоставить некоторое увеличение расхода обыкновенной,
ненатянутой, арматуры.
Таким образом, к применению ограниченного предварительного напря-
жения побуждают в первую очередь экономические соображения. В кон-
курентной борьбе, естественно, возможная экономия стали и бетона от
применения ограниченного предварительного напряжения играет некото-
рую роль. До тех пор, пока применение ограниченного предварительного
напряжения не приводит к снижению технических качеств, достигаемая
этим способом экономия имеет ценность для народного хозяйства.
При объявлении конкурсов на сооружения необходимо точно опреде-
лить требуемую степень предварительного напряжения для того, чтобы
предложения фирм были сравнимы между собой.
Глава 6
6. ЗНАЧЕНИЕ СЦЕПЛЕНИЯ АРМАТУР»С БЕТОНОМ
6. 1. ОБЩИЕ ЗАМЕЧАНИЯ
Значение сцепления между натянутой арматурой и бетоном оценива-
лось различно в процессе развития напряженно армированных конструк-
ций. Вначале применяли конструкции с натяжением арматуры до бетони-
рования, в которых нужное сцепление достигалось само собой. При таком
непосредственном сцеплении не возникает никаких проблем, если приме-
няются проволоки или стержни с высоким сопротивлением скольжению,
которые анкеруются только благодаря сцеплению с бетоном (см. 3. 13).
В конструкциях с последующим натяжением раньше покрывали арма-
туру обмазкой, облегчающей скольжение, или обертывали ее битуминизи-
рованной бумагой, или даже помещали арматуру вне сечения бетона и,
полагаясь на анкеровку по концам, отказывались от сцепления (см. гл, 20).
В то время еще недостаточно понимали значение, которое имеет сце-
пление для несущей способности (более подробно этот вопрос будет
пояснен ниже). В настоящее время и в таких конструкциях за немногими
исключениями обеспечивают дополнительно монолитную связь стали с
бетоном. Этим достигают: защиты арматуры от коррозии, повышения
коэффициента запаса прочности, необходимого при ограниченном предва-
рительном напряжении, уменьшения расстояния между трещинами.
6. 2. ВЛИЯНИЕ ОБЕСПЕЧЕННОГО СЦЕПЛЕНИЯ
6. 21. ЗАЩИТА ОТ РЖАВЛЕНИЯ
Сталь, применяемая в качестве натянутой арматуры, должна, есте-
ственно, быть защищена в сооружении от ржавления. В конструкциях без
начального сцепления этого большей частью достигают защитной анти-
коррозийной окраской арматуры. Более надежным, однако, является
покрытие арматуры цементным раствором, который, как известно, превос-
ходно защищает от ржавчины. Такая защита может осуществляться путем
непосредственного обетонирования или нагнетания цементного раствора
Шт гл. 6 и 8).
Строители, применяющие стальные стержни крупных диаметров из
твердых сталей, часто в конкурентной борьбе против высокопрочной про-
волоки приводили в качестве аргумента то, что тонкие проволоки более
подвержены опасности ржавления. Этот аргумент, казалось, очень ясно
подкрепляется сравнением чисел, показывающих, что переходящий в
ржавчину слой в 0,1 мм на поверхности стержня диаметром 26 мм состав-
ляет только 1,5% площади поперечного сечения, а на поверхности прово-
локи диаметром 3 мм — уже 13%.
197
Несомненно, тонкую проволоку до ее укладки нужно более тщательно
защищать от ржавления, чем стержни крупных диаметров. Такая защита
предписывается в Германии правилами; бухты проволоки поставляются
обмотанными бумагой и должны храниться в помещении.
Между укладкой арматуры и нагнетанием цементного раствора боль-
шей частью проходит только от 6 до 8 недель; в течение этого времени
и тонкие проволоки практически не ржавеют; если этот срок превысит
3 месяца, как это часто бывает при перезимовании, то следует защищать
проволоки от ржавления, например, растворимым в воде маслом («До-
накс С», фирма «Шелл»). Такая защита от ржавления нужна, впрочем,
и для стержней крупных диаметров, так как в противном случае могут
возникнуть затруднения в их натяжении (см. опыт строительства моста
через Верхний Рейн, близ Брегенца).
Когда проволока после натяжения тщательно защищена раствором
или же непосредственно покрыта бетоном при стендовой технологии, то
опасность ржавления устраняется, так как раскрытие трещин благодаря
предварительному напряжению исключено. Если проволоки помещены
в жестяных трубках, то можно не опасаться ржавления даже в местах
трещин или небольших раковин в заинъектированиом растворе, так как
забетонированные жестяные трубки плотно охватывают проволоки, вслед-
ствие чего отсутствует необходимое для коррозионных процессов про-
никновение воздуха.
Снижение прочности незащищенных проволок при их хранении наблю-
дается только через продолжительное время.
Опытным путем установлено, что после 11-месячного выдерживания на
открытом воздухе разрушающая нагрузка прядей (7 0 3 мм) снизилась
в среднем на 7%. Пряди внешне выглядели при этом сильно заржавев-
шими, но проволока сердечника и внутренние поверхности проволок были
практически свободны от ржавчины. Термически улучшенная проволока
в этом отношении требует более осторожного обращения вследствие упо-
мянутой выше межкристаллической коррозии, которой благоприятствует
напряженное состояние.
Можно, однако, считать установленным, что, применяя тонкие прово-
локи, можно изготовлять столь же качественные напряженно армирован-
ные конструкции, как и при стержнях крупных диаметров, так как при
правильном ведении работ каждый из этих видов стали не имеет преиму-
ществ в отношении опасности ржавления.
6. 22. ВЛИЯНИЕ СЦЕПЛЕНИЯ НА НЕСУЩУЮ СПОСОБНОСТЬ
Чтобы пояснить влияние сцепления арматуры с бетоном на -несущую
способность напряженно армированной балки, сравним процессы работы
балки до момента разрушения при наличии сцепления и без него. При
повышении нагрузки в обоих случаях первая трещина проявляется в
месте максимальных растягивающих напряжений, в результате чего
скачкообразно возрастает напряжение в арматуре, как было показано
выше, на фиг. 1.12. Если сцепление отсутствует, то это повышение напря-
жений распространяется на всю длину арматурного элемента от анке-
ровки до анкеровки, если только оно не будет уменьшено трением в местах
изменения направления арматуры. Увеличение-напряжений на большой
длине означает, однако, большие удлинения и," таким образом, быстрое
раскрытие трещин (фиг. 6. 1). Рядом с первой трещиной в области дей-.
ствия больших моментов возникает еще небольшое количество трещин
с расстоянием между ними, большим, чем высота балки. Нейтральная ось
198
ш
ШЖШ^-^fe : :'.'.¦¦-.;..-
РШ-^^.'ШШ^Ш^'-] '"¦/-"¦
№&Ш№:^№$%&::- ¦¦-¦¦¦ -
its
fetlftk'
L^
^¦М:й-::.л::-.".ё«:*-Л ¦.*:.¦¦¦¦¦'¦¦'¦.:.:'/,; .*¦;¦¦:¦¦'*¦ ¦
*Ъ#Ш&-
ю
о
S са
CD М
С Й
СО
Рч Р-
С О
S и
о
ъ п
о *
W
>-Г со
3 сз
Он Q.
>»
Он Я"
са g
а,
о
Он
с
сз
и
о
и
Он
а
и
Он
к
а>
«
си
К
QJ
S
К
я
о
R
со
X
3
М
Я
си
Ч
а
tr
О
с™,
о
и
а>
м
2
я
и
01
Я
О
Он со
а
К
е
быстро смещается кверху и уменьшает сжатую зону, так что несущая
способность балки в сжатом поясе оказывается рано исчерпанной. При
отсутствии сцепления, следовательно, падает величина разрушающей на-
грузки, снижается коэффициент запаса прочности, так как становится
невозможным использование прочности натянутой арматуры.
Распределение трещин при криволинейных арматурных элементах
имеет несколько более благоприятный характер, так как напряжения в
стали в местах изменения направления арматуры снижаются от действия
сопротивления трения. Однако преждевременный выход из строя балок
по-прежнему имеет место [217].
Если рассчитать такую балку по допускаемым напряжениям, то при
испытании на разрушение оказывается, что не обеспечивается номиналь-
ный коэффициент запаса прочности, равный 2,5 по отношению к эксплу-
атационной нагрузке. Чтобы получить требуемый коэффициент запаса
прочности без сцепления, нужно было бы, исходя из заданной эксплуата-
ционной нагрузки, придать балке слишком большие размеры или же сни-
зить допускаемые напряжения, что, конечно, было бы экономически
невыгодно.
Ранний выход из строя устраняется сцеплением стали с бетоном: напря-
жения сцепления (т. е. напряжения сдвига между элементом арматуры:
и бетоном) снижают возникшее у первой трещины повышение напряже-
ний стали; повышенное напряжение стали ае действует в зависимости от
качества связи на небольшой длине и приводит к малому удлинению,
а следовательно, к малому раскрытию трещин (фиг. 6. 2).
Благодаря напряжениям сцепления-
растягивающее напряжение в бетоне вбли-
зи трещин сохраняет свое значение и с*
повышением нагрузки опять растет, так
что другие трещины образуются на не-
большом расстоянии от первых. Таким-
образом, при начале разрушения балки*
со сцеплением видно множество трещин,,
которые лишь медленно распространяют-
ся кверху. Соответственно медленно пере-
двигается вверх нейтральная ось; напря-
жение стали в области трещины может
быть существенно повышено при доста-
точных размерах сжатой зоны. В боль-
шинстве случаев, только когда сталь
начнет течь, трещина раскрывается на-
столько, что как следствие этого наступает
разрушение сжатой зоны. Слабая сжатая
зона может разрушиться и до достижения»
предела текучести стали.
Благодаря сцеплению арматуры с бе-
тоном и полному использованию прочно-
сти стали можно получить достаточные,,
такие же, как в обычном железобетоне,
коэффициенты запаса прочности. Таким образом, необходимость в обес-
печении нужного коэффициента запаса прочности вынуждает восстанав-
ливать сцепление, если хотят избежать повышенных затрат стали.
В качестве промежуточного решения предлагалось также помещать,
рядом с элементом натянутой арматуры, уложенным без сцепления,
ненатянутую арматуру, хорошо связанную с бетоном. При этом ненатя-
нутая арматура должна быть применена в большом количестве, чтобы»
200 *Ш*
Растр г идающие
^напряжения бетона
Напряжение
стали
Фиг. 6. 2. Благодаря сцеплению
возникающее вблизи трещины по-
вышенное напряжение стали быст-
ро затухает. Растягивающее на-
пряжение бетона около трещины
снова возрастает, возникают новые
трещины. Эпюры ое , аь , ^
полностью заменить выключающуюся после растрескивания растянутую
зону бетона. Это приводит к неэкономному расходованию стали.
При отсутствии сцепления арматуры с бетоном разрушающая нагрузка
приблизительно на 20 -г- 35% ниже, чем при наличии сцепления при про-
чих равных условиях.
6. 3. ТРЕБУЕМАЯ СТЕПЕНЬ СЦЕПЛЕНИЯ
Из теории железобетона известно, что расстояние между трещинами
зависит от прочности сцепления (сопротивления скольжению), от распре-
деления арматуры по поперечному сечению бетона, от коэффициента
армирования растянутой зоны бетона, от расстояний между стержнями
арматуры, расположенными по контуру сечения, и от стержней до наруж-
ных поверхностей бетона..Теперь, когда выяснено значение сцепления для
напряженно армированных конструкций, появилась тенденция добиваться
и здесь такого же хорошего сцепления, как в современных конструкциях
из обычного железобетона, применяя, например, арматурную сталь
периодического профиля.
Но между обычным и предварительно напряженным железобетоном
имеется существенное различие, которое сказывается на требуемой сте-
пени сцепления стали с бетоном. В конструкциях из обычного железо-
бетона уже при эксплуатационных нагрузках приходится учитывать обра-
зование трещин и заботиться о минимальном расстоянии между трещи-
нами; возникшими под действием этой нагрузки, с тем чтобы при
допускаемых напряжениях в арматуре обеспечить достаточно малую
ширину раскрытия трещин в 0,2 ч- 0,3 мм. Необходимая для работы балки
передача усилий сдвига между растянутым и сжатым поясами может
осуществляться в обычном железобетоне только благодаря сцеплению
арматуры с бетоном на участках между трещинами. Поэтому обеспече-
ние сцепления в обыкновенном железобетоне необходимо и имеет решаю-
щее значение. При достижении эксплуатационной нагрузки это сцепле-
ние в непосредственной близости от многочисленных волосных трещин
бывает уже нарушено. Несмотря на это, сцепление должно обеспечить
возможность дальнейшего повышения нагрузки в 1,75 -f- 2,5 раза, т. е. до
разрушения. При достижении разрушающей нагрузки совместная работа
стали с бетоном бывает в более или менее полной мере нарушена.
Наоборот, в напряженно армированных конструкциях при эксплу-
атационной нагрузке трещины отсутствуют и эффект сцепления почти не
используется. Передача усилий сдвига, как в каждом однородном строи-
тельном материале, происходит внутри ненарушенного сечения бетона и
не зависит от наличия связи его с натянутой арматурой. Поэтому напря-
женно армированные балки способны нести эксплуатационную нагрузку
независимо от наличия связи бетона с арматурой. При наличии этой
связи развиваются незначительные напряжения сдвига, которые возни-
кают от присоединения небольшого (увеличенного в п раз) поперечного
сечения стали к общему сечению бетона (см. 11. 44).
Только при превышении эксплуатационной нагрузки и с появлением
трещин в растянутой зоне бетона возникает необходимость в сцеплении.
Но в этом случае задача сцепления не в том, чтобы обеспечивать
малое расстояние между трещинами и этим ограничить их раскрытие,
а только в том, чтобы помочь обеспечить требуемый коэффициент запаса
Прочности. При этом неважно, будет ли расстояние между трещинами
10 или 40 см.
Не следует забывать, что рассмотрение состояния разрушения и тре-
Щинообразования относится лишь к расчетному определению коэффици-
ента запаса прочности, в то время как в действительности напряженно
201
армированная балка под действием наивысшей допускаемой нагрузки
остается свободной от трещин (при полном предварительном напряже-
нии!), а трещины, возникшие при большой перегрузке в напряженно
армированных элементах, после их разгрузки в отличие от элементов из
обычного железобетона снова закрываются.
Таким образом, сцепление арматуры и бетона должно быть рассчитано
только на то, чтобы обеспечить коэффициент запаса прочности.
Ясно, что для выполнения этой задачи нужна соответственно меньшая
степень сцепления. В конструкциях с ограниченным предварительным на-
пряжением необходимость в наличии сцепления начинает ощущаться
несколько ранее, чем при полном предварительном напряжении, так как
трещины могут образоваться еще при эксплуатационных нагрузках. Если,
однако, придерживаться обоснованных в 5. 3 правил расчета сечений,
то трещины, даже при умеренной величине сцепления, не могут стать
недопустимо широкими. Значит и здесь не нужна такая высококачествен-
ная связь, как в обычном железобетоне.
Для определения степени сцепления, необходимой при различных сор-
тах арматуры и различных видах арматурных элементов, приходится в
основном исходить из опытов, проведенных за последние годы. Некоторое
число опытов описано в гл. 18.
Опыты показали, что даже кожухи с гладкими стенками из черной
листовой стали для составных арматурных элементов или жестяные
трубки с гладкими стенками для отдельных стержней дают достаточное
сцепление при заливке хорошим раствором, хотя прочность сцепления
таких оболочек с бетоном не так уж высока.
Нужно иметь в виду, что в жестяных оболочках действуют не только
силы сцепления, но прежде всего трение. В противоположность обыч-
ному железобетону арматура напряженно армированных конструкций
сильно натянута, так что в каждом перегибе, даже если он вызван только
прогибами балки, возникают большие боковые силы и с ними значитель-
ные силы трения, препятствующие скольжению и усиливающие эффект
связи.
Во всяком случае накопленный опыт показывает, что сцепление,
¦приобретаемое благодаря нагнетанию раствора, достаточно, чтобы полу-
чить рассчитанный по гл. 13 коэффициент запаса прочности, и не нуж-
дается в расчетной проверке.
В исключительных случаях, особенно при ограниченном предвари-
тельном напряжении и невыгодных условиях нагружения или при корот-
ких тяжело нагруженных балках, молено еще улучшить связь мерами,
¦описанными в гл. 7, обеспечивая между всеми частями арматурного эле-
мента и бетоном связь, работающую на срез.
Конечно, если омоиоличивание выполняется неправильно, например,
как делается в течение многих лет, путем нагнетания (в каналы) под
большим давлением или с большой скоростью очень жидкого цементного
молока, то образуются воздушные включения. Это приводит к снижению
необходимого запаса прочности, как показало нагружение Лондонского
моста, построенного в 1950 г. >с пучками системы Фрейсине [157]. При
восстановлении сцепления нужно, следовательно, тщательно выполнять
указания гл. 8.
6. 4. ЧАСТИЧНАЯ СВЯЗЬ
В сборных элементах, как, например, в железнодорожных шпалах и
балках перекрытий зданий, применяют гладкие стальные стержни, покры-
тые, например, битумом, натягиваемые после бетонирования. При этом
'202
образуется частичная связь, которую можно считать достаточной для
небольших строительных деталей, если опытами проверено, что требуемый
коэффициент запаса прочности достигнут.
Бывают также случаи, в которых сцепление не играет такой роли в
обеспечении коэффициента запаса прочности, как у подвергаемых изгибу
балок. Так, например, эта частичная связь при помощи покрытия натя-
нутой арматуры битумом может применяться во всех случаях там, где
нужно только повысить трещиноустойчивость, или там, где натянутая
арматура, например в натянутых хомутах балок, настолько коротка, что
распространение напряжения стали на всю длину натянутой проволоки
не приведет к большому увеличению удлинения.
Частичная связь с течением времени улучшается, если применить сорта
битума, которые с течением времени приобретают твердость. Может быть,
когда-нибудь удастся найти виды покрытий, которые в течение первых
недель позволят стержням проскальзывать, а затем будут затвердевать,
так что восстановится хорошее сцепление (см. способ Бильнера, гл. 4. 57).
Фиг. 6. 3
6. 5. НАПРЯЖЕНИЯ СЦЕПЛЕНИЯ
6. 51. ПРЕДВАРИТЕЛЬНЫЕ ЗАМЕЧАНИЯ
Для предварительно напряженного железобетона проверки напряже-
ний сцепления, вообще говоря, не потребуется, как будет показано ниже.
При полном предварительном на-
пряжении напряжение сцепления эле-
ментов натянутой арматуры с заанке-
ррванными концами представляет со-
Шй не что иное, как напряжение
сдвига между арматурой и бетоном,
так как подвергнутая обжатию растя-
нутая зона бетона, работающая по
стадии 1, полностью участвует в пере-
даче усилий сдвига. Следовательно, в
данном случае нельзя применять формулу, принятую для обычного желе-
зобетона
так как она основана на допущении, что имеет место стадия 2, при кото-
рой в растянутой зоне бетона возникает босконечно большое число тонких
Трещин (фиг. 6. 3).
Здесь применима формула
Ъ = —, (2)
JU
вде SFv — статический момент увеличенной в п раз площади сечения
натянутой арматуры относительно нейтральной оси;
U — периметр элемента натянутой арматуры или канала для нее.
В формулу нужно подставлять ту перерезывающую силу, которая
может возникнуть после восстановления сцепления; следовательно, при
натяжении после бетонирования речь идет только о дополнительном соб-
ственном весе и полезной нагрузке.
Площадь сечения арматуры нужно подставлять умноженную на п,
а площадь поперечного сечения полосы, образующей сцепление, вводится
203
в соответствий с модулем упругости заполняющего ее материала, т. е.
при использовании цементного раствора площадь вводится с множите-
лем, округленно равным единице. Опасный шов может располагаться
между арматурой и заполнением канала или между последним и стен-
ками канала в зависимости от прочности сцепления в том или ином шве.
Например, гладкие круглые стержни проскальзывают в заполнении, обра-
зующем сцепление, раньше, чем это заполнение проскользнет относи-
тельно снабженных поперечными ребрами жестяных трубок. Для пучков
из прядей всегда решает дело шов у стенки трубки, так как сцепление
прядей с цементным раствором превосходит связь раствора со стенками
канала даже в коробках с поперечными ребрами.
Приведенная выше формула, естественно, неприменима к анкеровке
концов проволок при помощи каких-либо устройств или непосредственным
сцеплением. В этом случае возникают условия, описанные в 3. 13, при-
чем напряжение сцепления в начале участка передачи силы почти всегда
достигает предела прочности сцепления и потому не может быть опре-
делено расчетом.
Чтобы показать, что напряжения сдвига между элементом натянутой
арматуры и бетоном очень малы, приведем здесь еще раз исследования
[112] условия для простой балки, опубликованные в 1950 г.
6. 52. НАПРЯЖЕНИЯ СЦЕПЛЕНИЯ В БАЛКЕ ПОСТОЯННОГО СЕЧЕНИЯ
С ПРЯМОЙ ЛИНЕЙНОЙ АРМАТУРОЙ
Приращение напряжения в стержне натянутой арматуры в точке х
(фиг. 6. 4)
Ааг
* АМХ Q А
- J J у
Схеиа нагрузки, р
"пин in.iii!iim.iiiuniin:nuiini!«ii,i^
Напряжение сцепления в
точке х
, _ baxFv
,1
)
\3пюра перерезыва/лщих сип
* отр
ffiillllllllnilll
в
Фиг. б. 4
л ик
где U — периметр сечения эле-
мента натянутой арматуры.
Вводя, как обычно, стати-
ческий момент включаемой пло-
щади сечения
SFv=ynFvi
находим
Qx^Fv
х~ JU '
Для равномерно распределенной нагрузки р, вводя обозначение ?=т?
имеем
=fo-2a
и, следовательно:
хр
plSrv
2JU
(1-2?).
204
Для подвижной сосредоточенной нагрузки Р слева от сечения
где
Отсюда
Г = 1- —.
%хР:
JU
Числовой пример приведен в 6. 55.
6. 53. НАПРЯЖЕНИЯ СЦЕПЛЕНИЯ В БАЛКЕ ПОСТОЯННОГО СЕЧЕНИЯ
С ПАРАБОЛИЧЕСКОЙ АРМАТУРОЙ
Считаем, что анкеруемые концы элемента натянутой арматуры рас-
положены на нейтральной оси балки (фиг. 6. 5).
Линия центров тя/нестц
р расположения натянутой арматуры
t
^ЗпрмЕнт болни
Поперрчнсе
сечение
Фиг. 6. 5
Приращение напряжения Аах <в натянутой арматуре определяется
следующим образом:
..+».=» ***=
j
(У+*У)
мх
А(7*=а* +д* - °х == n (j АуИ*+у мх+А
Напряжение сцепления в точке х при Д Мх = QxA.x будет
х = Аст^-
х ULx'
JU х JU
205
При этом для параболического элемента натянутой арматуры
.4/,
и для равномерно распределенной нагрузки р
Q,=!'(i-29
ж.
Вследствие параболического закона для у имеем
SFo = nFv4fS?.
Отсюда
v*/?
2JU 1-2JU
4plnFJ
JU
(l-2QH = ki(S),
где
f(5) = (l-2§)€5'.
Максимум определяется из уравнения /'(?)= О при ? = — ±1/— ^0,21,
2 у 12
При этом значении 5
f (Q = (1 — 2-0,21)0,21 -0,79 = 0,0962,
Схема нагрузки:
Г
j:
и, следовательно:
Перерезывающие силы'
vpM**c=4plnFvf 0.0962,
УС/
При перемещающейся по балке сосредо-
моменть, i точенной силе Р получаем для сечений, рас-
^&^//^ш^/^/лу^^^//ш^р^в положенных соответственно слева и справа!
х* //J^^ от Р (Фиг- 6- 6):
(#=РГ, МХ = Р^-, QrZ=PZ.
Фиг. 6. 6 /
Максимум наступает в сечении, где приложена нагрузка. Определяем
поэтому та7 а затем расстояние а до точки приложения нагрузки, в кото-
рой %а достигает максимума.,
а
Обозначим здесь — через д.
206
1аккак Q„ = P? и Ма = РЦ?, то
т _ PnFv-Af AfPlnFv ( 9счрр_
Xfl~ Л/ ?? + /УСУ 0-2»«-
где f(5) = (2 —30€Г.
Максимум определяется из уравнения F (5)= 0, которое дает
*=1-У?»0'262-
Шаким образом, наибольшее напряжение сцепления от силы Р действует
в сечении а = 0,262 /; в этом сечении
f (?) = (2 — 0,786) 0,262 - 0,738 = 0,235.
Отсюда
tito=J^/ 0,235=0,94-^-.
Изменение напряжений сцепления вдоль элемента натянутой арматуры,,,
когда Р действует в сечении а = 0,262/, для участка слева от Р опреде-
ляется так:
что дает
<?«=
и соответственно спр;
= 0,738 P^=QX,
Zxli —
ава от
хге
_ 2,95PnFJ
JU
Р
__ l,05PnFJ
Мх
(25-
?(1-
= 0,738 РЦ,
-з?а),
-3?).
JU
6. 54. НАПРЯЖЕНИЯ СЦЕПЛЕНИЯ ПРИ ПРЯМОЛИНЕЙНОМ ЭЛЕМЕНТЕ
НАТЯНУТОЙ АРМАТУРЫ И ПАРАБОЛИЧЕСКОМ ВЕРХНЕМ ПОЯСЕ
Примем, что расстояние у нейтральной оси от элемента натянутой ар-
матуры выражается квадратной параболой (фиг. 6.7):
И
f— hm~h
2 '
Положим, далее, для упрощения, что hm = 2h0u, следовательно,.
— y • Тогда
207'
y = 2h0K; y = ^-(l-25);
hx = 2
(t +')=*•
(1 + 4^);
4 = М = уо(1+4?Г)3; Уо-*/г°
12
12/
5-(l + 4^')2(l-2?).
При равномерно распределенной нагрузке р
2 dx 2
Поперечное сечение
посередине банки
Напряжения
Фиг. 6. 7
Мх
Все три сомножителя в формуле для напряжений зависят от х. Поэтому
приращение напряжения определяется из
dax= {ЖуЛ Mxy')Jx~Mxyj'x
dx j\
Напряжение сцепления в элементе натянутой арматуры
dcx nF7.
х = — • —
dx U
208
Если подставить в выражение для ix приведенные выше выражения,
то после упрощения получим
т = 2plnFvh0 (1 —2Q(I—2?Г)5Г =Afm
/0?/ 0+4 gF)* ^'
Это выражение достигает максимума приблизительно при 0,06 /, где
f (g) =0,0186. Отсюда?
= -2^*f«*° 0,0186,
^ макс / л /
70С/
Для перемещающейся сосредоточенной нагрузки Р
ах
Отсюда в сечении приложения нагрузки а
т = 2Ph0nFv (2-75+16P-12g»)Sr
Л^ (1+4?Г)4
Величина тд достигает максимума, определяемого графическим путем
при а = 0,05 /.
Отсюда на участке от х~0 до я = 0,05 /
т =l,9PhonFv 2g~7g2 + 16g3 — 12g4
Л>^ (1 + 4?П4"
При 0 = 0,05 /
= l,9Ph0nFv Q
J0?/
0422,
а на участке от х=0,05 / до х=1
т = Q,\Ph0nFv g~llg2+lU3-2^
Л>?/ " (1 + 4^')4
6. 55. ИЗМЕНЕНИЕ НАПРЯЖЕНИЙ СЦЕПЛЕНИЯ И ИХ ВЕЛИЧИНА
Построим графики изменения напряжений сцепления для различных
случаев:
схема 2 — постоянное сечение, прямолинейный элемент натянутой
арматуры (т2);
схема 3 — постоянное сечение, параболический элемент натянутой ар-
матуры (т3);
схема 4 — параболический верхний пояс, прямолинейный элемент на-
тянутой арматуры (т4).
Примем во всех случаях одинаковые /, b, f ийМакс, а также равные Q,
Fv и U. Достаточно будет провести сравнение для нагрузки р.
Приведем, кроме того, все ъх к виду
T, = *f(g) При к = Г ^v а
14-3206 • 209
Тогда:
h
при схеме 2 и у= —
Ш = -^(1-2?);
при схеме 3 и у =
h
при схеме 4 и k0 ¦.
2'
f3© = (l-2?)^';
а следовательно, J =8 J0
«,«) = 8-^-^1(1
(1+4^')4
Максимальные значения функций по кривым f (?) будут равны
f2 = 0,125, f3 = 0,096, f4=0,156,
Пусть для примера р=1 т/м, 1 = 20 м, Л=1 л, 6 = 0,3 м, /=0,025 л*4,
?/==0,24 ж, ^-0,0018 ле8, л*=5.
Объем жестяного кожуха считаем заполненным, как обычно, наполо-
вину арматурой с поперечным сечением/^. Определим к:
1.20-5-0,0018-1
0,025-0,24
= 30 т/м? = 3 кг/см2.
Фиг. б. 8
Следовательно:
т2макс = 0,125-3 = 0,375 кг/см2;
тзмак8 = 0,095-3 = 0,288 кг/см2;
-с4макс = 0,156-3 = 0,468 кг/см2.
На фиг. 6. 8 эти данные нанесены в
одинаковом масштабе.
На фиг. 6. 9 приведено изменение на-
пряжений сцепления от действия сосре-
доточенной силы Р при ее приложении в
наиболее невыгодной точке во всех слу-
чаях. Максимальные значения f (?), если в
выражении для k считать равными значе-
ния — и Р (равенство QMaKc на опоре),
2 I
будут
f2 = 0,125, fB = 0,117, f4 = 0,16,
т. е. мало отличаются от значении при
действии Р.
В неразрезных балках напряжения сцепления имеют аналогичные зна-
чения. IB двухпролетной балке фиг. 6. 10, например, напряжение сцепления
от р на обоих пролетах при е=— будет
210
— P lnFvf . i_(2i _ 78? + 64 ?2) = ki(?)
У{/ 8
(вывод этой формулы такой же, как выше) и при е = f
^==?l^/.J.(9_365_f.32?) = Af(g).
2-я схема -
Щ77777Я777Лт
^^хТ^фгу^^^ГЗ^У^^^^
47
0,0
Л?
Изменение напряжений сцепления
при наиболее недыгодном положении
[нагрузки Р, дающем мансипапь-
\нае напрйтегше
2-я схема
:у;у;уууу/ужу/у,у/л
3-я слвмо
И- 'УУ/УУУ/'ЖУ'УгУ/ЛУА
I •
*Н» схемой
№
ШУ-ШШШМА
Фиг. б. 9
j Упруги» линия Нейтральная ось |
Фиг. 6. 10
Фиг. 6. 11
Изменение напряжений сцепления для обоих принятых значений е по-
казано на фиг. 6. 11. Максимум достигается над средней опорой. Для срав-
нения с данными выше значениями нужно еще принять одинаковое отно-
h
шение f: h. Положим, что / =—, тогда получим следующие сравнимые
максимальные значения f (?):
fB(g) = 0,313 при e=f
и
iB(l) = 0,219 при е = -?-'.
Максимальные напряжения сцепления над опорой оказываются, таким
образом, примерно в 2 раза большими, чем в однопролетной балке, но все
же они невелики.
14*
211
В ряде проектов мостов подсчитанные по эксплуатационным нагрузкам
напряжения сцепления имели значения между 0,2 и 2 кг/см2 при концен-
трированном расположении арматурных элементов, т. е. были незначи-
тельными. В этих исследованиях было принято, что арматурные элементы
сечением 18 см% состоят из проволок Ст. 180 и размещены в жестяном
кожухе с поперечными размерами всего 6X6 см, т. е. было взято невы-
годное отношение Fv: /У.
В других видах арматурных элементов напряжения сцепления еще
ниже. При натяжении арматуры на стендах почти всегда применяется
¦большое число тонких проволок с анкеровкой сцеплением, при которой
связь с бетоном достаточно надежна.
В заключение следует отметить, что потеря предварительного напря-
жения вследствие усадки и ползучести вызывает появление напряжений
сцепления, противодействующих напряжениям от полезной нагрузки, и
эти напряжения должны быть сначала скомпенсированы.
Напряжения сдвига между натянутой арматурой и бетоном, нарушаю-
щие сцепление стадии 1, малы и не имеют значения.
6. 56. НАПРЯЖЕНИЯ СЦЕПЛЕНИЯ ПРИ СТАДИИ 2
При ограниченном предварительном напряжении и высоких растяги-
вающих напряжениях в бетоне, рассчитанных при стадии 1 (от 20 до
30 кг/см2), разумно исходить при определении напряжений сцепления из
стадии 2. Тогда можно применять формулы для обычного железобетона,
хотя они и не отвечают действительной картине явлений, так как мы
имеем дело не с бесконечно малыми, а с конечными расстояниями между
трещинами.
Для примера 6. 52 под действием только нагрузки р
т = -?- = — ¦ = 63 т/м2 - 6,3 кг/см2,
1 Uz 0,24-0,66
т. е. примерно в 20 раз больше, чем по стадии 1. При этом величины на-
пряжений сцепления на конце балки большей частью не являются наи-
большими, если учесть действитель-
ные условия в местах образования
трещин от изгиба (фиг. 6. 12)»
В местах трещин от изгиба на-
пряжение сцепления непосредственно
вблизи трещины всегда резко по-
вышается скачком, большей частью
до предела прочности на сцепление
(фиг. 6. 2 и 6. 12), а затем быстро
затухает; оно, следовательно, силь-
но меняется, и при определении
характера его изменения следует
считаться с величиной предела проч-
ности на сцепление.
На практике такие расчеты вы-
полняются редко. Достаточно знать,
что при стадии 2 напряженно арми-
рованная балка под действием
эксплуатационной нагрузки в отношении сцепления находится в таких
же условиях, как балка из обычного железобетона, и, следовательно,
нужно выполнять те же правила: распределять натянутую или обычную
С ередина
^т-
«1а
1/2
-Стадия /—да
Трещины
Г-1 1 Г
--f^\j
'g*
- Стадия 2
Фиг. 6. 12. Напряжения сцепления обыч-
но достигают в местах трещин от
изгиба предела прочности сцепления и
оказываются в этих местах выше, чем
в области больших Q
212
арматуру, в особенности у краев сечения, и обеспечивать хорошее сцеп-
ление с пределом прочности по возможности более 30 кг/см2\ такая
прочность сцепления для элементов натягиваемой арматуры в каналах
может быть получена только при связи, работающей на срез (связь за-
цеплением).
6. 57. ДдПУСКАЕМЫЕ НАПРЯЖЕНИЯ СЦЕПЛЕНИЯ
В качестве допускаемых напряжений сцепления нельзя принимать до-
пускаемые напряжения сцепления, установленные для обычного железо-
бетона, так как прочность сцепления элементов натянутой арматуры часто
значительно ниже, чем у обыкновенных арматурных стержней. Пределы
прочности сцепления натянутой арматуры еще мало изучены (см. 6.6).
В качестве допускаемого значения можно принимать половину предела
прочности, найденного из опыта, по схеме фиг. 6. 13.
6. 6. ПРЕДЕЛ ПРОЧНОСТИ СЦЕПЛЕНИЯ
(СОПРОТИВЛЕНИЕ СКОЛЬЖЕНИЮ)
Прочность сцепления проволок, забетонированных в натянутом со-
стоянии, уже рассматривалась в гл. 3. 13. Там было показано, насколько
значения предела прочности сцепления
зависят от характера испытаний и дли-
ны заделки. Рассмотрим еще прочность
сцепления, восстанавливаемого после
натяжения.
Будем рассматривать простейший
случай выдергивания стержня из бето-
на, без поперечного давления (фиг.
6: 13), который воспроизводит условия
работы арматуры в области трещины
от изгиба и дает более низкие значения
прочности сцепления, чем при обычных
опытах на выдергивание.
Если сопротивление скольжению
создается только силами сцепления, то
оно определяется степенью гладкости
стенок канала, прочностью заинъекти-
ррванного цементного раствора и дав-
лением на стенки канала, возникшим
при его твердении.
Большие ровные поверхности листо-
вой стали хуже сцепляются с бетоном,
чем изогнутые с малым радиусом кри-
визны; с другой стороны, раствор луч-
ше пристает к черной листовой стали,
чем к гладкой холоднокатанной поло-
совой жести, из которой изготовляются
обычно маленькие трубки.
Если при помощи профилирования
канала — лучше всего без оболочки
из кровельной стали — достигают дополнительной связи, работающей
на срез, то прочность цементного раствора и поперечная арматура
(обмотка) или поперечное давление оказывают влияние, так как
вид сбои if
Дрмвтура b <* f
Хомут прадарем
План
f«BS ¦¦¦ ft
\
IV
Ш
in
¦У1
44
Л^
Фиг. б. 13. Испытание на выдергива-
ние из бетона для определения чистой
прочности сцепления без влияния по-
перечного давления
213
сопротивление срезу возрастает, если окружающий бетон защищен от
раскалывания.
Статический предел прочности сцепления колеблется соответственно в
пределах от 5 до 100 кг/см2; при пульсирующей нагрузке нижний предел
спускается даже до 2-^3 кг/см2.
Таким образом, ясно, что в ряде случаев мы имеем дело со значениями,
которые лежат гораздо ниже прочности сцепления обычных катаных]
просто забетонированных круглых стальных стержней, которая состав-
ляет, как известно, от 25 до 35 кг/см2. Необходимый коэффициент запаса
прочности получается, однако, и при низких пределах прочности сцеп-
ления. При ограниченном предварительном напряжении нужно все же
стремиться получить прочность не меньше 15-Н-20 кг/см2. Для пояснения
изложим результаты некоторых испытаний.
6. 61. ОПЫТЫ С КРУГЛЫМИ ТРУБАМИ ИЗ ЛИСТОВОЙ СТАЛИ
И КРУГЛЫМИ ГОРЯЧЕКАТАННЫМИ СТЕРЖНЯМИ*
Трубки диаметром 30 мм из холоднокатанной стальной ленты толщи-
ной 0,2 мм с соединением в фальц были забетонированы в армированные
I
Элементы 1 и 2
Фиг. 6. 14. Образец для опытного определения сопротив-
ления скольжению напряженных стержней
1 По данным отчета В 23869, Институт по исследованию и испытанию строитель-
ных материалов при Высшей технической школе в Штуттгарте (имени Отто Графа),
214
бетонные призмы размером 20X20X40 см из бетона марки В 329 в вер-
тикальном положении. Четыре дня спустя в них были в вертикальном
положении установлены слегка покрытые ржавчиной горячекатанные
стержни диаметром 26 мм из арматурной стали I; в призмах 1 и 2
стержни помещались по оси труб, а в призмах 3 и 4 — так, что они одно-
сторонне прилегали к трубе; стержни залили цементным тестом с
щд==:0,5 из высококачественного цемента марки Л/"28 = 465 кг/см2.
Стержни разделены в середине призмы на две части (фиг. 6. 14). На
прессе по прошествии 28 дней к обеим половинам стержней прикладывали
растягивающую силу Р. Напряжение сдвига у поверхности трубы прини-
малось равномерно распределенным и определялось по формуле
UI 9,4-20 188
для максимальной нагрузки Р в момент наступления первого отчетливого
перемещения (около 0,02 мм).
IB среднем получены следующие значения напряжений (в кг/см2):
Стержень
по оси
Начало скольжения 9,1
Низшее отдельное значение .... 7,3
Максимальная нагрузка 15,2
Низшее отдельное значение . . . . 11,8
Стержень, внецентренно
расположенный
5,1
6
9,7
9,7
V
Y/
А
°/2
г in
I'
Р/2
Несмотря на изготовление образцов в вертикальном положении и за-
полнение высокопрочным цементным раствором, стержни, односторонне
прилегающие к трубе, выдергивались при более низких значениях, чем
центрально расположенные. Обычно отделялся стер-
жень. Это позволило придти к заключению, что неиз-
бежные искажения формы гладкой трубы уже доста-
точны для того, чтобы скомпенсировать несомненно
более низкое сцепление трубы с бетоном.
Для выдергивания из призмы уже начавших сколь-
зить стержней требовалась в среднем сила Р = 900 кг,
ш е. сопротивление трения даже у таких прямолиней-
ных стержней все же составляет 4,7 кг/см2. Следует
полагать, что эта составляющая общего сопротивления
скольжению после высыхания бетона призмы сни-
жается.
Оставшуюся в призме половину стержня, связь
которой с раствором уже была слегка нарушена, затем
выдергивали из опертой на основание призмы (фиг.
6; 15). При этом во всех случаях получались более
высокие значения Р, чем при первоначальном испыта-
нии на выдергивание стержней из призмы. Приведен-
ные на фиг. 6. 16 графики зависимости перемещений
от нагрузки показывают отчетливо, что в этих вторич-
ных опытах сцепление уже было нарушено, так как линии имеют уже
вначале сильный наклон. Возрастание сопротивления трению объясняет-
ся показанным на фиг. 3. 23 поперечным давлением, которое растет с
ростом Р, но не может возникнуть в месте образования трещины от изгиба
балки. Этот опыт показывает, таким образом, что значения (3-е, полученные
из так называемого испытания на выдергивание, могут использоваться
Для оценки сопротивления скольжению лишь с ограничениями.
Фиг. 6. 15. Испыта-
ние на выдергива-
ние из бетона по-
ловины стержня,
оставшегося в об-
разце после испы-
тания по схеме
фиг. 6. 14
215
Если вспомнить, что при горизонтальном расположении стержней мо-
гут быть получены более низкие значения сцепления, так как бетон и
цементное тесто несколько расслаиваются (причем часто применяли и
применяют слишком жидкое цементное молоко), то становится понятно
что общая прочность сцепления может легко упасть ниже 5 кг/'см2, причем
трение и связь, работающая на срез, играют в общей прочности сцепле-
ния большую роль, чем непосредственное сцепление.
5000и Измерено индикаторами с цегюйг деления i/ЮОмм
д месте выхода круглой стали из испытуемого образца
2 в Риапь
= 3900*г
„3500 кг
1 ^/W*2mV*"
20
30
40 50 60 70 80
Смещение стержня б 1/ЮО мм
90
ЮО
Фиг. 6. 16. Графики зависимости перемещения от нагрузки при испытаниях по
схемам фиг. 6.14 и 6.15
6. 62. опыты с прямоугольным жестяным кожухом и пучком
ИЗ ВИТЫХ ПРЯДЕЙ^
Пучок из 36 прядей по 7 Ф 3 мм, расположенных квадратом по 6 пря-
дей в стороне, зааикеровали в армированном хомутами бетонном блоке с
помощью петли, охватывающей отрезок стальной трубы (фиг. 6. 17).
1 По данным отчета В 24199, Институт по исследованию и испытанию строитель-
ных материалов при Высшей технической школе в Штуттгарте (имени Отто Графа),
1953 г.
216
В более длинный, тоже армированный хомутами бетонный блок пучок;
запущен на глубину 60 см и помещен в квадратный кожух из кровельной
стали толщиной 1 мм размером 64X64 мм в свету. Прокладки по фиг. 7. 31
Обеспечивали расстояние между прядями около 1 мм. Затем кожух в вер-
тикальном положении заполнили цементным раствором, нагнетая его
снизу. Прочность бетона блоков А и В в возрасте 28 дней составляла в
среднем 470 кг/см.2. Цементный раствор для заливки имел следующий
Стапьнар гпруба * 70 мм
Трудна для нагнр-
тапир раствора
9-Ю мм
7-проволочные
пряди из cm IBQ
Фиг. 6. 17. Образец для определения сопротивления скольжению пучков из прядей
состав (по весу): 100 частей портландцемента марки 325 (действительная:
прочность цемента, определенная по нормам DIN 1164 в возрасте 28 дней,.
составляла Np =494 кг/см2), 1 часть жидкого пластимента; водоцементное
отношение — 0,46.
Прочность раствора заливки через 28 дней, определенная испытанием
кубика 10X10X10 см, была около 420 кг/см2.
Для определения прочности сцепления пучка блоки А и В поместили
в пресс, пропустив через отверстия в трубках болты; таким образом,
пучок вытягивали из кожуха усилием, приложенным приблизительно по
его оси (фиг. 6. 17). Таких образцов было испытано 12, причем устройство*
кожухов было различным в 4 сериях (по 3 образца в каждой серии).
Серия 1: три стенки кожуха гофрированы в поперечном направлении;
расстояние между волнами 25 мм\ глубина волны 2 мм\ ширина волны
10 мм; гофрированная поверхность смочена только водой.
Серия 2: кожух из кровельной стали с гладкими стенками, в осталь-
ном такой же, как в опытах серии 1.
21?
Фиг. 6. 18. Расположение индикаторов на
пучке из прядей для измерения переме-
щения
Упругое удлинение на участие
су- ^бетом' индикатор
¦0,25 0,50 0,75 ЮО
вытя/нна пучков пядей в мм *
Фиг. 6. 19. Графики зависимости перемещения от нагрузки
для первой группы опытов с пучками в кожухах с гофриро-
ванными стенками
218
Щёрия 3: кожух из кровельной стали с гладкими стенками; пряди и
кожух смазаны очищенным машинным маслом.
Серия 4: кожух из кровельной стали с гладкими стенками; пучки и
кожух были сначала смазаны маслом. Перед нагнетанием цементного
раствора масло было смыто трихлорэтиленом.
При испытании на выдергивание перемещение пучка относительно
бетонного блока В наблюдалось по индикаторам, укрепленным на пучке
jq упругое удлинение но участке
Л у бетон индикатор
упругое удлинение на участке
' Итон-индикатор
щ, ..... __<Г_ _
25
20
/- /
> о
/
23.5 т
22т
—в- 4,3 мм
-*- 3,0 мм
-, 18,3т-
13,0 мм
3b
I/
F
0,25 0.50 0,15 ' 1,00 /,25
Перемещение пучков прядей в мм
1.50
0.25 0.50 0 75 1,00 1,25
Перемещение пичкод прядей в мм
150
Фиг. 6.20. Графики зависимости перемещения от нагрузки 2, 3 и 4 групп опытов с
пучками в кожухах с гладкими стенками
(фиг. 6. 18). Испытания производились через 20-^-30 дней после заливки
раствором. Графики зависимости перемещений от нагрузки даны на фиг.
Ъ. 19 и 6. 20.
Црафики показывают, что эффект связи заметно повысился от по-
перечных гофр на стенках кожуха. Различия между кожухами с гладкими
>стенками определяются главным образом неизбежными разнообразными
небольшими отклонениями формы кожуха от точной призматической, ко-
торое должны приводить к разнице в сопротивлениях скольжению и
влияют на это сопротивление гораздо больше, чем, например, небольшие
•остатки масла на пучках или даже смазка маслом поверхности кожуха.
Шли принять, что напряжение сцепления равномерно распределено по
периметру кожуха и по длине в 60 см, то напряжение сцепления будет
р,=
UI 4-6,4-60
1540
кг/см2
Серии 1 2 3 4
Максимальное среднее
напряжение сцепления . 31 13,9 16 12,4
Низшее отдельное значе-
ние 29 12,6 12 9,1
Рассматривая эти значения следует иметь в виду, что действительное
-максимальное напряжение сцепления должно быть на 20-М0% выше, так
как при длине заделки 60 см нет равномерного распределения напряже-
ний сцепления, а изменение этих напряжений по длине имеет криволиней-
ный характер, показанный на фиг. 3. 22.
219
'<Щ-Ш
ЩЖ^:;С:Фг::
При дальнейшем вытягивании пучков из блоков оказалось, что зали-
тый раствор во всех случаях отделился от стенок кожуха. В гофриро-
ванном кожухе выступы раствора срезались. Естественно, для этого окру-
жающий бетон должен быть слегка армирован хомутами или обмоткой,
так как при вытягивании пучка из бетона гофры создают раскалывающие
усилия.
Отделения массы заливки от прядей сначала не наблюдалось; оно воз-
никло только при разгрузке вследствие некоторого распирающего эффекта
витых прядей (от закручи-
вания). Это показывает, что-
сцепление с прядями значи-
тельно лучше, чем даже при
поперечной гофрировке сте-
нок кожуха; поэтому мож-
но не опасаться проскальзы-
вания прядей в теле запол-
нения (фиг. 6. 21).
Опыты показывают, что
сцепление пучков -с раство-
ром в прямоугольных кожу-
хах из кровельной стали
даже с гладкими стенками не
хуже, чем сцепление сталь-
ных стержней в гладких же-
стяных трубках. Кожухи с
поперечными гофрами на
стенках более надежны в от-
ношении сцепления, которое
может быть еще повышено, если гофрировать и четвертую стенку кожуха.
Следует отметить, что это существенное улучшение сцепления вызывается
совсем незначительной гофрировкой (2 мм).
Если требуется хорошее сцепление, например при ограниченном пред-
варительном напряжении, то жестяные трубки должны быть снабжены
поперечной гофрировкой или иной профилировкой, а применяемые в ка-
честве натянутой арматуры стержни должны иметь периодический про-
филь.
Фиг. 6.21.
Частично вытянутый из блока пучок с
заливкой
Глава 7
7, ПОТЕРИ ПРИ ПОСЛЕДУЮЩЕМ НАТЯЖЕНИИ
И СПОСОБЫ БОРЬБЫ С НИМИ
В напряженно армированных элементах, которые изготовляются с
последующим натяжением, арматура, подлежащая натяжению, должна
Обладать подвижностью в продольном направлении. Всякое ограничение
продольной подвижности из-за трения, сцепления и т. п. уменьшает силу
натяжения по длине арматуры. Необходимо поэтому добиваться мини-
мальной величины этих потерь, определять их и учитывать в расчетах.
7; I. СПОСОБЫ ДОСТИЖЕНИЯ ПРОДОЛЬНОЙ ПОДВИЖНОСТИ
ЭЛЕМЕНТОВ НАТЯНУТОЙ АРМАТУРЫ
Продольной подвижности, необходимой при последующем натяжении,
можно достигнуть разными способами:
1) покрывая гладкие прямолинейные стержни арматуры веществом,
применяемым в размягченном виде, облегчающим скольжение и защи-
щающим также от коррозии;
2) обматывая возможно более точно круглый пучок или трос лентой
из стали или другого водостойкого материала;
3) закладывая элементы натянутой арматуры в жестяные трубки или
кожухи;
4) забетонировкой заполненных воздухом резиновых рукавов (спо-
соб «Дактьюб») или других вкладышей, не связывающихся с бетоном,
которые после затвердения бетона можно извлечь; в образовавшиеся
таким образом каналы можно пропустить потом натягиваемую ар-
матуру;
5) располагая натягиваемую арматуру временно или окончательно
вне поперечного сечения, например в открытых каналах или полостях,
или внутри сечения пустотелой конструкции.
Ограничение продольной подвижности натягиваемой арматуры при
натяжении может быть вызвано:
а) сцеплением между натягиваемой арматурой, защитным покрытием
(по п. 1) и бетоном;
6) трением элемента натягиваемой арматуры о стенки канала, которое
Может происходить от различных причин;
в) зацеплением между элементом предварительно напряженной ар-
матуры и поверхностью, на которую он опирается, в особенности при вы-
соком поперечном давлении;
г) трением в натяжном или в анкерном устройстве.
221
7. 11. АРМАТУРНЫЕ ЭЛЕМЕНТЫ С ПОКРЫТИЯМИ, ОБЛЕГЧАЮЩИМИ
СКОЛЬЖЕНИЕ
Использование таких покрытий должно ограничиваться сравнительно
прямыми и короткими (^ до 8 м) отдельными проволоками или стерж-
нями, какие, например, применяются в железнодорожных шпалах. В ка-
честве покрытия, облегчающего скольжение, большей частью исполь-
зуется достаточно долго остающийся вязким битуминозный продукт,
например «Иммуноль» фирмы «Б. Лехлер и К0» или «Эбано 200».
Предлагалось несколько раз применять жиры, которые, однако, усту-
пают битуминозным покрытиям по антикоррозионным защитным свой-
ствам и химической безвредности по отношению к бетону.
При натяжении нужно некоторое время поддерживать достигнутую
силу натяжения, пока не установится желаемое удлинение, так как вязкое
битуминозное покрытие требует некоторого времени для получения пере-
мещения. Сопротивление скольжению битуминозного вещества зависит,
помимо прочих факторов, также от температуры, так что не следует
производить натяжение при сильном холоде. Во Франции неоднократно
применяли подогрев покрытия электрическим током, подводимым к натя-
гиваемой стальной арматуре. Это, однако, дорого и требует большой силы
тока. Сталь как хороший проводник тепла нагревается быстро и при этом
удлиняется. Требуемое удлинение получается, таким образом, при силе,
меньшей, чем номинальная сила натяжения V, которая проявляется пол-
ностью только после охлаждения.
Мощные патентованные пучки проволок с замкнутой оболочкой также
применяли с битуминозным покрытием. Битуминозное покрытие должно
при этом заполнять канавки между наружными проволоками, чтобы полу-
чился гладкий канал для скольжения пучка. При натяжении пучок умень-
шается в диаметре, вследствие этого частично отделяется от бетона. Обра-
зующиеся пустоты остаются незаполненными.
Покрытия, облегчающие скольжение, ухудшают сцепление элементов
натянутой арматуры с бетоном, из-за чего при образовании трещин в
растянутой зоне увеличенное напряжение стали начинает действовать на
участках большой длины; в результате трещины раскрываются и умень-
шается несущая способность. Это уменьшение коэффициента запаса проч-
ности по сравнению с тем, который достигается при обеспеченном сцепле-
нии, трудно правильно оцешггь, так как свойства битуминозного покры-
тия меняются со временем и с температурой и потому, что на участках,
имеющих кривизну, может возникнуть дополнительная связь от трения.
Если необходимо точно установить величину коэффициента запаса
прочности, то нужно обращаться к испытаниям; в противном случае реко-
мендуется исходить из несущей способности, определяемой без учета
сцепления.
7. 12. АРМАТУРНЫЕ ЭЛЕМЕНТЫ С ЗАЩИТНОЙ ОБМОТКОЙ
Фрейсиие первое время применял обмотку пучков, покрытых битумом,
бумагой, пропитанной битуминозным веществом ([125], стр. 39). При по-
стройке моста через Эльц в Блейбах [96] патентованные пучки с замкну-
той оболочкой сначала покрывали жиром, а потом обматывали тонкой
стальной лентой. При обмотках обоих типов сопротивление скольжению
было довольно велико, так как, по-видимому, свежий бетон, особенно
после уплотнения вибраторами, со значительной силой прижимается к
тонкой обмотке. Обмотки из стальной ленты, кроме того, даже при боль-
шом перекрытии витков получаются неплотными. Сцепление по сравнению
с рассмотренным в 7. 11 большей частью бывает менее надежным. По-
222
этому от обмотки в общем отказались и применяют.ее только как вспо-
могательное средство на коротких участках и притом с обеспечивающей
плотность липкой лентой.
7. 13. АРМАТУРНЫЕ ЭЛЕМЕНТЫ В ТОНКОЛИСТОВЫХ ОБОЛОЧКАХ
В настоящее время предпочитают отделять натянутую арматуру от
бетона при помощи ооолочек, которые должны быть настолько жесткими,
чтобы не деформировались от сжатия вследствие давления свежего бетона
при виброуплотнении. Для элементов арматуры, натянутых с силой от
20 до 100 т, обычно применяются трубки из холоднокатанной стальной
ленты толщиной от 0,2 до
0? мм с продольным двой-
ным фальцевым швом и по-
перечными вмятинами, кото-
рые поставляются в длинах
от 2 до 3 ж и перекрываются
в поперечных стыках на дли-
не от 2 до 4 см. Стык уплот-
няется липкой лентой (изо-
ляционной, лентой «Дензо»)
или же резиновой гильзой
(фиг. 7. 1).
В последнее время круг-
лые трубы свинчивают друг
с другом, и уже только бла-
годаря этому получают плот-
ное соединение (фабрика
изоляционных труб в Райне
на Лехе). Трубки надвигают
на стержень или пучок про-
волок. Можно также на
строительной площадке об-
мотать смонтированный пу-
чок проволок бесконечной
стальной лентой, оформив
эту обмотку в виде трубки, благодаря этому устраняются стыки («Вайс
и Фрейтаг»).
Фирмы ББР (Швейцария) и «Прилоуд» (США) применяют гибкие
металлические рукава, которые позволяют сворачивать собранный на
заводе арматурный элемент для его транспортировки (фиг. 7. 2). Однако
пока что эти рукава в 2 раза дороже трубок из листовой стали. Попереч-
ные ребра этих рукавов, правда, улучшают связь с бетоном, но при нагне-
тании цементного молока, по всей вероятности, в верхних частях канавок
остается немного воздуха или воды.
В Англии разработаны особенно рационально сделанные тонколисто-
вые трубки, так называемые «Юнитьюб» (фиг. 7. 3), которые механизи-
рованным способом наматываются из очень тонкой слегка освинцованной
стальной ленты. При этом на ленте наносятся поперечные складки, кото-
рые превосходно подкрепляют сечение трубки, и в то же время позволяют
придавать ^трубкам необходимое криволинейное очертание. В связи с
достаточной жесткостью неискривленные участки трубок сохраняют свою
прямолинейность при бетонировании. Трубы «Юнитьюб» изготовляются
в больших длинах и поставляются свернутыми в мотки.
Для мощных пучков применяются прямоугольные кожухи из листовой
стали со сварными или загнутыми в фальц стыками (способ Баур-Леон-
„Дивидаг
РеЭинадав прнта
@г-^х-<*=
г^Т
i i
i i
» i
врв-*^
/ ,
=w*ws^
1
f
1
S^u—fe^l
Труба из пробельной стали
0,2«
30,5 *t* п
О сбету
38 5 w^^
„ББР"
Лента „Дензо"
Фиг. 7. 1. Трубы из кровельной стали для эле-
ментов арматуры с силой натяжения от 20 до
80 т («Дивидаг», «Леоба», ББР). Стык уплот-
нен резиновой или липкой лентой
223
mi
:'S^M"'.'-:':
^ш^$т-
: ,%^-:.:
^;g- S*^'*-
:У /;'^%^\.':;
V/^-'^r/fc
ЙТ'йГ-:;в^=
'\. ¦¦¦}:^y '¦
Фиг. 7. 2 Свернутый 50-r элемент арма-
туры (ББР) с гибким металлическим
рукавом
Фиг. 7. 3. Гибкие гофриро>ваннью трубы «Юнитыоб»,
применяемые в Англии
гардта) (фиг. 7. 4). Толщина листа определяется размерами кожуха и
ожидаемым давлением бетонной смеси при ее уплотнении; это давление
может достигать значительной величины, если, например, кожух располо-
жен в бетоне на глубине более 0,5 м и используются глубинные вибра-
торы. Можно рекомендовать следующие значения толщин листов.
Максимальная ширина кожуха в см
12
16
20
Толщина листа в мм
1,25
1,5
Хрышка эабальцо-
Дано и края иэо&у
гпы специапоны&и
щипцами
Вий сверху
цованный шад
Поперечное сечение
Продольный разрез
Попзръчн&й стык
сВарвн -Ц
„_*, Стык гхрыщяи
и стен* и забор?*
1 у '
Фиг. 7.4. Прямоугольный кожух из кровельной стали для пучков из многих проволок
или прядей; стык крышки и поперечный стык
При меньших толщинах листа можно достигнуть жесткости стенок
путем их гофрировки, как показано на фиг. 7. 5. Крышку, впрочем, нельзя
просто снабдить гофрировкой, так как в расположенных вверху волнах
при нагнетании раствора остается воздух.
Фиг. 7.5. Поперечные ребра на кожухах из кровельной стали со-
здают жесткость стенок и обеспечивают сцепление их с бетоном и
раствором
Если жесткость кожуха недостаточна, то он прогибается под давле-
нием бетона и сжимает натягиваемый пучок. При натяжении такой пучок
может тогда в зависимости от вида прокладок и величины прогиба созда-
вать столь большие боковые силы, что вертикальная стенка балки может
лопнуть, как случилось, например, при постройке одного моста через Майн.
Если в месте стыка приварить снаружи уголки со скошенными пол-
ками, то можно регулировать небольшие повороты звеньев кожуха.
Крышка устанавливается только после того, как будут уложены натяги-
15 — 3206
225
ваемые проволоки, а фальц загибается и ему придают под большим давле-
нием волнистую форму с помощью специальных щипцов (фиг. 7. 6), чтобы
он не мог разойтись под весом бетонной смеси. Другие виды фальца ока-
зались менее пригодными. Крышки из толстых листов привариваются.
Фиг. 7.6. Специальные щипцы для заделки фальца крышки (волнистые щечки при
варены к старым ножницам для резки проволоки)
Фиг. 7. 7. Гофрировка стенок труб для улучшения сцепления с бетоном (Райнская
фабрика изоляционных труб, Райн на Лехе)
Так как сцепление тонкого листового материала, особенно холодно-
катанной ленты, с бетоном невелико, то поверхность трубок также целе-
сообразно гофрировать.
В верхней части трубки ребра не должны, однако, быть крутыми и
глубокими, а должны располагаться полого или по бокам, чтобы при*
нагнетании раствора вверху не оставалось воздушных мешков (фиг. 7. 7)..
7. 14. АРМАТУРНЫЕ ЭЛЕМЕНТЫ В КАНАЛАХ С БЕТОННЫМИ
СТЕНКАМИ
Элементы натягиваемой арматуры можно также прокладывать в пре-
дусмотренных для этого полостях, отверстиях или каналах уже после
затвердения бетона. Существуют различные способы устройства таких
226
1ШЯ
,91
1Г
каналов. Можно забетонировать бетонные или асбестоцемеитные трубы
ют же использовать в качестве опалубки резиновые рукава. В способе
«Дактьюб» резиновые рукава растягивают в
поперечном направлении и укорачивают в
продольном, нагнетая в них воздух; после вы-
пуска воздуха рукава отделяются от бетона
и их можно извлечь даже при большой дли-
не и криволинейном1 очертании канала (фиг.
7. 8). Каналы лля арматуры должны в боль-
шинстве случаев в плане сохранять прямо-
линейность. Поэтому резиновые рукава дол-
жны быть жесткими и безукоризненно закре-
пляться, чтобы при укладке бетона их нельзя
было сместить. В Англии в рукава «Дактыоб»
для придания им жесткости вставляют сталь-
ные стержни. Возможно, что со временем
можно будет получать рукава с завулканизи-
рованными в них стальными проволоками.
Чтобы образовать прямоугольные кана-
лы, Маньель (Бельгия) применяет закладку
в бетон сплошных резиновых стержней, снаб-
женных продольным отверстием, в которое
для придания стержню жесткости вставляет-
ся смазанная жиром гладкая металлическая
труба. Этот способ применим, однако, лишь
при небольших длинах и малых углах изме-
нения направления. Такие формы также до-
роги, Применяются также и стальные фор-
мы, которые извлекаются сразу после бето-
нирования до затвердения бетона.
Резиновые рукава оставляют после себя поверхности бетона с высо-
ким коэффициентом трения по отношению к проволоке. В местах измене-
ния направления арма-
туры следует поэтому
при применении рукава
«Дактыоб» обматывать
его частично узкой
стальной лентой (фиг.
7. 9). Стальная лента
остается потом в бетон-
ном канале и умень-
шает трение. Попереч-
ные волны на резине
улучшают сцепление.
Фиг. 7. 8. Рукав «Дактьюб» для
образования каналов в бетоне
Фиг. 7. 9. В местах изменения направления целесо-
образно обматывать рукав «Дактыоб» стальной лен-
той, которая остается в бетоне для уменьшения трения
в промежутках между обмоткой
7. 15. АРМАТУРНЫЕ ЭЛЕМЕНТЫ, РАСПОЛАГАЕМЫЕ В ОТКРЫТЫХ
КАНАЛАХ ИЛИ ПОЛОСТЯХ
Продольная подвижность элементов арматуры обеспечивается пол-
ностью, если их установить вне тела бетона с подвижными опорами в
местах изменения направления и отказаться от связи арматуры с бето-
ном [13] (фиг, 7. 10). Если хотят после натяжения восстановить сцепле-
ние, то элементы арматуры можно установить в открытых каналах или
полостях (фиг. 7. 11), которые после натяжения забетонировать. Каналы
могут быть также устроены с боков в вертикальных стенках балок; в этом
случае можно придавать элементу натягиваемой арматуры криволиней-
15*
227
Wzzzfazzz
ТУ Ъ Yt ti ?Ш AM Щ
ную форму, предпочтительно в виде лома-
ной, чтобы достаточно было подпереть эле-
мент арматуры в вертикальном направлении
в немногих точках. Укладываемый в каналы
защитный слой бетона вследствие укороче-
ния основного бетона от усадки и ползучести
подвергается также умеренному предвари-
тельному напряжению, если обеспечено его
хорошее сцепление с основным бетоном,
В мощных сооружениях элемент натягиваемой арматуры можно рас-
положить в виде полосы между вертикальными стенками балок на раз-
мещенной внизу плите и после натяжения забетонировать (фиг. 7. 12);
W V Ч/ V *v
Фиг. 7. 10. Элемент натяну-
той арматуры вне сечения
бетона, без связи с ним
(конструкция Дишингера)
Фиг. 7. 11. Элементы натянутой арма-
туры в открытых каналах или поло-
стях, заделываемых после натяжения
бетоном
Фиг. 7. 12. Прямоугольный пучок
натянутой арматуры между стен-
ками главных балок, бетонируе-
мый после натяжения
поперечная арматура, необходимая для совместной работы плиты со стен-
ками, может при этом располагаться над и под натянутым арматурным
элементом. При таком расположении этого элемента можно вести, наблю-
дение до конца процесса натяжения.
7. 2e COI
ВЛЕНИЕ СКОЛЬЖЕНИЮ ЭЛЕМЕНТОВ
НАТЯГИВАЕМОЙ АРМАТУРЫ
Сопротивление скольжению из-за сцепления рассмотрено выше,
в 7. 11. В конструкциях арматурных элементов, описанных в 7. 12 —¦ 7. 15,
оно не возникает, если трубки достаточно плотны, чтобы цементный ра-с-
твор не мог в них проникнуть. Во всех этих конструкциях приходится
иметь дело с сопротивлением натяжению, создаваемым трением. Трение
возникает даже при теоретически прямолинейных элементах арматуры,
когда слишком тонкая оболочка прижимается к проволокам свежим
бетоном или когда элемент арматуры незначительно отклоняется от пря-
мой. При натяжении элемент арматуры стремится полностью выпрямиться
и потому давит на стенки канала во всех точках малых отклонений
канала от прямой.
7. 21. ТРЕНИЕ ОТ БОКОВЫХ СИЛ (СИЛЫ, ВОЗНИКАЮЩИЕ ВСЛЕДСТВИЕ
ИЗМЕНЕНИЯ НАПРАВЛЕНИЯ АРМАТУРНОГО ЭЛЕМЕНТА)
В сечении, где элемент арматуры меняет направление своей оси, при
натяжении возникает боковая сила U (фиг. 7. 13), прижимающая арма-
туру к стенке ее канала. Когда происходит перемещение при натяжении,
228
эта боковая сила вызывает сопротивление трения R = \iUy зависящее от
коэффициента трения ц. Если до точки изменения направления величина
l/*f arcac(V0+\/t)
Фиг. 7. 13. Боковая сила от изменения направления натя-
нутой арматуры
а ю
Q'0
по
h юо
90
во\
70
601
40
за\
го\
ю
1,00
095
а 90
0,85
0,80
0 75
0J0
•' * ' 1 ! 1 сч /( ^ Г ' гР\ \ А \ ' <Ч Ь-^Г ! I
м N К?/1 .k/l >f/f sSrVn 11
ИМ V Yl N LV! n*n
M rl п Ml мЧч
И к И Ш МИ 1-й -ч
м И И и1 М41 к1.ЧИ
¦ И гI И ш1 к Г к^
^ '> М и к1 к 1 и 1 \*\\ к ^
1 К Li 1 \\\л\\ \У\\ Ш \л\ 1 К*Ч
1 к\\\\л И Ич И1 J-r L-Kfl^oJ
1 И и! КI MlLn \\<vWl<( prTl
ПУШИ L J-tI и ГИ>Кш>пТ
и И \Y\Yy\\ к тГИЙ-гЖ Г
mmm и [Им^тчаиЧП
ИИ [гГиТ-и шжт П И
J fill'm^jfifflSiM И
/Г и J^^H^Hh^^pHi 1
f I IXИиС-Ки^ЙЗ^РтГIII
1 J^J^kfessiaSp'f] | 1
Ь^З;^—Г~1 1 1 1 1 1 1 I
UrTTTTI 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 II 1 1 1 1 1 1 И 1 1 1 и 1
аб5
С?,5#
График 7. I. Определение потери силы натяжения от трения при различных
а и р. Приложенная в месте натяжения сила Vq после изменения направ-
ления в сумме на «° три коэффициенте трения м- снижается до
Для учета дополнительных факторов вместо р> нужно подставить \хг из
табл. 7. III и, кроме того, учесть k по 7. 245
силы натяжения была равна Vo, то за этой точкой она уменьшается на
величину сопротивления трения R, т. е. составляет уже только
Vx=VQ-\iU.
Если имеется п точек изменения направления, то за этими сечениями
К,
ц^ —ц<Уа- ..., =V0~t\LU.
С достаточной точностью
U
1
arca(l/9 + Vi).
По формуле Эйлера-Эйтельвейна-Грасгофа уменьшение усилия на-
тяжения в данном случае точно выражается функцией е:
229
v n — v Oe
Здесь e — основание натуральных логарифмов;
а—сумма углов изменения направлений между точками О и я.
По графику 7. I можно найти значения е~~^* для различных ц и а и таким
образом определить, каково значение оставшегося усилия натяжения на
конце рассматриваемого участка.
На фиг. 7. 14 показано, как уменьшается усилие натяжения парабо-
лического элемента арматуры, когда его натягивают с одного конца. На
практике сначала производят натяжение до значения усилия, увеличен-
ного на ожидаемое сопротивление трения:
1
3|л?/=1/0(1-е-^)
К jw«r^U
Старо
Лреддарительно напря
женная арматура пара
боличесиаго очертания
(т. е. до V = Уо -р^), а затем отпускают натяжение до номинального
значения Vo. При отпуске возникает проскальзывание в противоположном
направлении, которому большей частью препятствует (вначале) несколько
повышенное трение, так что
усилие натяжения на некотором
участке остается более высоким,
чем номинальное.
Если отказаться от достиже-
ния в анкере на правом конце
полной величины V0 и создать
ее только в середине длины бал-
ки, то достаточно применить
временное повышение силы на-
тяжения на половину указанной
выше величины (пунктирная
линия) (см. также 4. 441 и фиг.
4. 31 и 4. 32).
Кроме запроектированных
изменений направления, при
осуществлении конструкции воз-
никают непредусмотренные из-
менения направления вслед-
ствие небольших отклонений в
положении канала, например
из-за прогиба участков элемен-
тов арматуры между подклад-
ками или т из-за неточностей.
Если даже в отдельном месте искривление или отклонение при установке
и невелико, то все же при длинных элементах натянутой арматуры в
сумме получаются большие боковые силы, величина которых, однако,
неизвестна. Так возникают даже в теоретически, прямолинейных элемен-
тах арматуры часто значительные сопротивления скольжению.
7. 22. ТРЕНИЕ ОТ СИЛ ЗАЩЕМЛЕНИЯ
7. 221. Неправильное расположение проволок
В составных элементах натягиваемой арматуры (в пучках или тро-
сах) могут возникуть и другие повышающие трение боковые силы, оттого
что под действием боковых составляющих отдельные проволоки стремятся
втиснуться между другими. Проволоки «защемляются», поэтому говорят
о возникновении «силы защемления». Боковая сила U создает в канале
круглого сечения (фиг. 7. 15) наклонные силы D, сумма которых больше
Фиг. 7. 14. Снижение силы натяжения V
при элементе арматуры параболического
очертания, если натяжение производится с
одной стороны (слева), и компенсация
этого снижения временным превышением
номинальной силы натяжения Vo (ср. фиг.
4.31 и 4.32)
230
Щ в результате на стенки канала действует сила, большая, чем величина
U, подсчитанная только по (Величине угла изменения направления эле-
мента арматуры. В каналах прямоугольного сечения возникает боковая
сила защемления Ш> если расстояния между проволоками позволяют за-
нять им положение, показанное на фиг. 7. 15.
Эти силы защемления могут даже привести к раскалыванию бетона
в стенках балки.
Наблюдалось, в особенности в каналах круглого сечения, что сопро-
тивление скольжению пучков из параллельных проволок сильно увеличи-
вается от действия сил защемле-
ния. Поэтому пучки, состоящие из
многих параллельных проволок или
прядей, нужно располагать так, что-
бы избежать этих сил защемления
(см. 7. 3), так как правильно рассчи-
тать их -почти невозможно.
7. 222. Проволоки, натягиваемые
одна за другой
Если проволоки в пучке натягива-
ются не одновременно, то могут воз-
никнуть дополнительные сопротивле-
ния трения вследствие того, что еще
не натянутые проволоки окажутся
защемленными уже натянутыми.
Нужно поэтому по возможности на-
тягивать одновременно все находя-
щиеся в одном канале проволоки.
Если способ натяжения не позволяет
осуществить это, то нужно разделить
проволоки или слои проволок про-
кладками с поперечными ребрами так, чтобы боковая сила, возникающая
в каждом слое проволок-, передавалась через такое поперечное ребро
(новый способ Маньеля, см. фиг. 7. 27, или способ Хейлитбау) [213].
7. 223. Давление свежего бетона
К силам защемления можно также отнести действие давления уплот-
няемой бетонной смеси на тонкие оболочки каналов для арматуры. Если
смесь уплотняется вибрированием, то может возникнуть полное гидрав-
лическое давление среды с объемным весом 2,3—2,4 г/ж3. Если принять,
что над арматурным элементом арматуры находится слой бетона толщи-
ной всего 50 см, то на арматуру будет действовать давление 1 000—
—1 200 кг/см2> прижимающее податливые оболочки к натянутым прово-
локам. Это давление нажатия также создает при натяжении трение. Нужно
поэтому избегать применения слишком слабых оболочек. Кроме того,
в области расположения арматурных элементов следует вести укладку и
уплотнение бетонной смеси небольшими слоями,
7. 23. ТОРМОЖЕНИЕ КРАЙНИХ ПРОВОЛОК
В пучках из нескольких слоев проволок, натягиваемых совместно,
коэффициент трения пучка о стенки канала должен быть ниже, чем между
отдельными слоями проволок. Если это не так, то самый верхний или
самый нижний слой, который прижимается к стенке канала с большим
сопротивлением трения, отстает, и остальной пучок скользит по этому
Фиг. 7. 15. Возникновение сил защемле-
ния под действием боковой силы U при
опирании одной проволоки на две дру-
гие, так как 2D>U. Вверху — в канале
круглого сечения; внизу —- в канале
прямоугольного сечения
231
заторможенному слою. С другой стороны, в месте, тле производится натя-
жение, добиваются для всех слоев проволоки одинакового удлинения. Но
это означает, что заторможенный по пути слой должен на крайнем'участке
оказаться более нагруженным, чем остальные части пучка, чтобы полу-
чилось такое же удлинение. В зависимости от положения мест изменения
направления пучка'более высокое напряжение этого заторможенного слоя
проволок может выйти далеко за предел текучести, а при стали с малой
величиной предельного удлинения привести даже к обрыву проволок.
Долгое время на это явление не обращали внимания, но при применении
пучков арматуры и тросов нужно так подобрать условия трения, чтобы
такие дефекты были исключены.
7. 24. КОЭФФИЦИЕНТ ТРЕНИЯ И ДЕЙСТВИТЕЛЬНОЕ ТРЕНИЕ
Из изложенного выше следует, что правильный учет фактора трения
имеет существенное значение при проектировании и изготовлении напря-
женно армированных конструкций. Прежде всего валено иметь данные
о коэффициенте трения, безразмерной величине, выражающей отношение
силы, требуемой для преодоления трения, к силе бокового давления, дей-
ствующей перпендикулярно упомянутой силе.
7. 241. Опыты по определению коэффициента трения [х
Так как на практике часто встречается необходимость в определении
коэффициентов трения, то мы опишем экспериментальные установки, при-
годные для определения сопротивле-
ния скольжению проволок или пря-
дей по криволинейным подкладкам
[153].
Установка типа I
В вертикальной разрывной маши-
не (фиг. 7. 16), вверху, устанавли-
вается стальной шкив, на котором
закреплена уравновешенная попере-
чина с чашкой для иагружения. На
шкиве закрепляют исследуемую под-
кладку, соответствующую стенке ка-
нала. Элемент натягиваемой армату-
ры, изогнутый в форме Л, наклады-
вается на шкив и закрепляется обои-
ми концами в зажимах машины (фиг.
7. 17). Поршень прижимает элемент
арматуры с силой Za = Si + 5з к
подкадке. Величину Zu регулируют
так, чтобы на силу нажатия проволо-
ки не действовал вес груза G. Пресс,
кроме того, устанавливают так, что-
бы веса шкива, поперечины на нем,
натягиваемой проволоки и относяще-
гося к ней крепления были исключе-
ны из показаний. Таким образом, 2&
можно считать силой нажатия.
На изображенной на фиг. 7. 16
разрывной машине можно получить
Фиг. 7. 16. Экспериментальная установка
для определения коэффициентов трения
на разрывной машине фирмы «Фельтен
и Гильом»
232
отсчет растягивающей силы при передаточном числе 1 : 4 500 с точностью*
!Е Ю кг. Шкив диаметром 800. мм опирается на шарикоподшипники, тре-
нием которых можно пренебречь. Односторонняя нагрузка G в 20 г при.
длине вылета поперечины а = 2 м вызывает поворот шкива, когда он;
свободен.
Поршень испытатель'
ной машины
Фиг. 7. 17. Схема экспериментальной установки типа I
Для определения коэффициента трения ц при данных величинах G:
и Ш имеем следующие соотношения (фиг. 7. 17):
Si + S2 + G = Z0 = const;
S1r—S2r—Ga~0.
(Исюда находим S\ и 52:
/>
Sx — SQ = — = /?=23 сил трения.
г
Коэффициент трения определяется из выражения — —е 5
При а = 180° = я (л = 2 •
тс
Среднее давление натянутого элемента
Si + ^2
Ут 2г
Конечно, это давление непостоянно по длине дуги гсг и изменяется в:
пределах от рх = ^- до р2 = — , что при а = 180° и обычных
значениях pi 'да"ет давление нажатия, меняющееся от 0,4ротдо 1,2рт.
23$
Таблица 7. Ц
Коэффициенты трения Ц для некоторых видов проволок и различных подкладок
Вид арматуры
1. Холоднотянутая про-
волока 0 5, Ст. 160
2. То же
3. Холоднотянутая про-
волока 0 3, Ст. 180
4. Холоднотянутая про-
волока 0 5, Ст. 160
5. То же
'6. Холоднотянутая про-
волока 0 3, Ст. 180
7. Холоднотянутая про-
волока 0 5, Ст. 160
8. Холоднотянутая про-
волока, Ст. 67
9. То же
10. Горячекатанная (Про-
волока 0 5, Ст. 37
П. То же
12.
13. Горячекатанная про-
волока 0 5, Ст. 80
14. Горячекатанная про-
волока 0 5, Ст. 37
15. То же
16. Пряди из 2 0 2 мм,
Ст. 180, длина скрут-
ки 150 мм
17. То же
18.
19.
'20.
21.
22. Пряди из 7 0 2,5 мм,
Ст. 180, длина скрут-
ки 83 мм
23. То же
24. „
25. Пряди из 7 ф 2,5 мм,
длина скрутки 83 мм
:26. Пряди из 19 0 2,5 мм,
Ст. 180
Подкладка
Гладкая бетонная по-
верхность
Шероховатая бетонная
поверхность
Черная кровельная сталь
Черная кровельная сталь
новая
Стальная лента, Ст. 60
То же
Стальная лента, Ст. 120
Черная 'кровельная сталь
заржавленная
Стальная лента, Ст. 60
Шероховатая бетонная
поверхность
Черная кровельная сталь
новая
Черная 'кровельная сталь
заржавленная
Черная 'кровельная .сталь
новая
Стальная лента, Ст. 60
Стальная лента, Ст. 120
Гладкая бетонная по-
верхность
Шероховатая бетонная
поверхность
Черная кровельная сталь
заржавленная
Черная кровельная сталь
новая
Стальная лента, Ст. 60
Стальная лента, Ст. 120
Черная кровельная сталь,
Ст. 37, поперечное пе-
ремещение не ограни-
чено
То же, поперечное пере-
мещение ограничено
Черная кровельная сталь,
Ст. 37
Стальная лента, Ст. 60
Черная кровельная сталь j
0,8 мм, Ст. 37 1
Тип экс-
перимен-
тальной
уста-
новки
II
II
II
II
II
II
II
II
II
II
II
II
1 П
II
II
II
II
11
II
II
II
I
I
II
I
I 1
Давление на-
жатия рт
в кг[см
2—6л
2,5—6
2-5,5
2-5
2-7
2—5,5
2—7
2-7
2—5
2-6
2-5
2—5
2-5
2—5
2-7
2,5-6
2,5—6
2-5
2-5
2-5
2—7 \
5—40
15
5—7
20—40
5—24
— м—«,
Коэффициент
трення
0,29-0,31
0,35—0,44
0,18-0,22
0,16-0,22
0,16-0,18
0,15—0,19
0,12—0,14
0,34-0,44
0,16-0,18
0,5-0,56
0,28—0,31
0,3—0,39
0,24-0,35
0,17-0,2
0,12—0,14
0,38-0,4
0,4 —0,46
0,24—0,32
0,19—0,22
0,13-0,15
0,12—0,13
0,2—0,25
0,24
0,21—0,28
0,19—0,22
0,22—0,32
•234
Продолжение табл. 7. II
Вид арматуры
Щ Пряди из 19 0 2,5 мм,
28 Пряди из 7 0 2,5 мм,
Ст. 180
29; То же
30;
m
ж
ж
34.
m" „
зш
31
Подкладка
Стальная лента, Ст. 60
Стальная лента, Ст. 140
Стальная лента, Ст. 140,
по стальной ленте
Как в п. 29, между
стальными лентами ма-
сляно-графитовая смаз-
ка
С густой тавотной смаз-
кой
Вазелин фирмы «Шелл»
Парафин
,,
»»
„
,,
Тип экс-
перимен-
тальной
уста-
новки
I
II
II
II
I
II
I
II
II
II
I
I
Давление на-
жатия рт
в кг\гм
15—24
5—7
5-7
3-7
16
5—7
3-8
2
5
9
25
50
Коэффициент
трения
0,2—0,22
0,12-0,15
0,12—0,16
0,07—0,08
0,03
0,06-0,07
0,07
од
0,09
0,06
0,03
0,02 - 0,025
Установка типа II
Для исследований малых давлений служит установка типа II
(фиг. 7. 18). Петля натягиваемой проволоки закрепляется неподвижно с
одной стороны в нижней части машины; другой конец петли нагружается
известным грузом Р. Сопротивление скольжению измеряется тоже при
помощи рычага с плечом а и груза G. При обработке результатов опыта
применяются следующие зави-
симости:
¦ It
^ = -0 + ^; S2 = P;
^ = e^;
In
*i
|i = .
Следует отметить, что \i —
коэффициент трения покоя; ко-
эффициент трения скольжения
имеет меньшую величину.
Коэффициенты треяия, при-
веденные в табл. 7. II, получе-
ны на таких или аналогичных
экспериментальных установках.
Фиг. 7. 18. Схема экспериментальной уста-
новки типа II
235
7. 242. Замечания по вопросу о коэффициентах трения
Трение между элементом предварительно напряженной арматуры и
стенками канала для нее зависит от различных факторов:
1) от характера поверхности, например шероховатости стенок канала
или заржавленности натягиваемых элементов арматуры к моменту на-
тяжения;
2) от величины давления элемента натянутой арматуры на стенка
канала;
3) от пути скольжения; чем длиннее путь скольжения при высоком
давлении, тем более выравнивается поверхность, по которой арматура
скользит, и тем сильнее снижается коэффициент трения;
4) от различия в твердости между натянутой арматурой и стенкой
канала;
5) от тщательности выполнения работ, например от плотности кана-
лов против проникновения в них цементного молока.
Коэффициент трения, таким образом, не есть постоянная определенная
величина. Известно, кроме того, что трение покоя выше, чем трение при
скольжении, и что изменение направления движения на обратное при
скольжении стали по стали и высоком давлении часто приводит к еще
более высоким сопротивлениям трения, чем при первом преодолении тре-
ния покоя. При сухих стальных поверхностях низкие коэффициенты трения
получаются, если скользят друг по другу сравнительно одинаково твер-
дые гладкие стальные поверхности. Если же твердая сталь скользит по
более мягкой, то коэффициент трения увеличивается, особенно если дав-
ление настолько велико, что возникают остаточные деформации в мягкой
подкладке.
Трение становится значительно больше, если одна из стальных по-
верхностей или обе не очищены от окалины. При высоких давлениях ока-
лина размалывается на осколки, которые' подобно мелким зернам песка
увеличивают трение.
Сухая ржавчина увеличивает трение аналогично окалине. Наблюда-
лось, что ржавчина приводит к высокому сопротивлению трения даже при
прямолинейных элементах натянутой арматуры. Нельзя поэтому допу-
скать ржавления натягиваемой проволоки до ее натяжения (см. 6. 21).
Если заранее известно, что между установкой натягиваемых проволок
и натяжением пройдет довольно много времени, то целесообразно при
укладке проволок слегка смазать их маслом, чтобы не могла образов
ваться ржавчина. После натяжения масло нужно удалить при помощи
названных выше средств (например, трихлорэтилена или воды, если при*
меняется масло «Шелль-Донакс С») (см. 4. 442). Это один способ устра-
нения влияния ржавчины на трение; другой способ описан в 7. 3. Если
ржавчина образовалась, то при натяжении нужно поступать, как указано
в 4. 442.
Витые проволочные пряди только при низком боковом давлении обла-
дают нормальным коэффициентом трения стали по стали; при высоком
давлении коэффициент трения сильно возрастает. Дело в том, что каж-
дый виток проволоки прилегает к поверхности лишь на коротком участке
и при сильном давлении вдавливается в подкладку, если она мягче, чем
проволока. Таким образом, при натяжении пряди не только преодоле-
вается трение, но и совершается работа деформации. Если прядь передвш
гать несколько раз по мягкой стальной подкладке, то коэффициент трений
снижается, так как стальная поверхность подкладки в процессе деформа-
ции становится глаже и наклёпывается. Кроме того, прядь перемещается
236
0 направлении скрутки проволок, если не препятствовать ее боковому пе-
ремещению (фиг. 7. 19). Поэтому если используются пряди или крученые
яшшоугольные либо овальные проволоки, то нельзя при высоком давле-
ний применять для опорных подкладок мягкую сталь; для подкладок в
местах изменения направления можно рекомендовать холоднокатанную,
следовательно, твердую сталь (пружинная стальная лента).
Тонкостенные оболочки можно при натяжении протереть насквозь, так
цто натягиваемая проволока начнет скользить по бетону. Коэффициент
трения твердой проволоки по бетону в зависимости от характера послед-
него различен и колеблется в пределах от 0,3 до 0,5.
Для элементов натягиваемой арматуры с многократным изменением
направления автор разработал меры для уменьшения трения при помощи
различных средств, облегчающих скольжение (см. 7. 3). Для этой цели
Фиг. 7. 19. Следы скольжения пряди из 7 0 2,5 мм Ст. 180
по черной кровельной стали. Давление рт~31 кг!см. Направ-
ление скольжения пряди слева направо
было проведено много опытов с различными средствами, улучшающими
скольжение, в особенности с жирами, маслами, масляно-графитовыми
смесями и парафином. При этом оказалось, что парафин, особенно
при большом давлении, дает гораздо более низкий коэффициент трения,
Этот результат соответствует более ранним исследованиям Фениля ([2],
стр. 197) и Мёрша [6], которые установили, что в мостовых шарнирах слой
парафина сохраняется даже при давлении 600 кг/см2 и при многократных
перемещениях, т. е. смазка не выдавливается.
При таких давлениях коэффициент трения гладких стальных поверхно-
стей со слоем парафина между ними снижается до 0,004, тогда как при
давлениях 20-Н-50 кг/см2 он находится в пределах от 0,03 до 0,02. Таким
образом, коэффициент трения с увеличением давления нажатия снижается.
Кроме того, парафин безвреден для бетона и нагнетаемого в каналы це-
ментного раствора и обладает тем преимуществом, что его в разогретом
виде можно наносить слоем равномерной толщины. Таким образом, пара-
фин следует предпочесть другим средствам улучшения скольжения для
применения в изложенных выше целях.
7. 243. Действительное трение элементов натянутой арматуры
Зная коэффициенты трения, можно было бы рассчитать сопротивление
скольжению криволинейных элементов натянутой арматуры, если бы были
известны действующие силы. Расчетом могут быть определены боковые
силы [/, возникающие благодаря тем изменениям направления элементов
237
арматуры, которые установлены проектом, но нам, к сожалению, неиз-
вестны упомянутые выше дополнительные боковые силы, неизвестны силы
защемления и т. п. Поэтому на практике в первое время применения раз-
ных способов наблюдались весьма различные сопротивления скольжению
которые зачастую приводили к тому, что до ряда сечений конструкции не
доходила и половина расчетной силы натяжения.
Потери от трения при натяжении арматуры измерялись многократно.
Приводились значения коэффициентов трения от ОД до 0,9, т. е. величины,
которые частично выходят далеко за пределы известных значений к о э ф'
фициентов ц' трения стали по стали. Это происходило потому, что
указанные значения коэффициентов трения относили только к расчетным
боковым силам от изменения направления; естественно, что эти значения
получались большими, чем коэффициенты трения |л по данному
выше определению, так как фактически проявлялись и другие непред-
усмотренные боковые силы. Мы будем поэтому отличать значения \ь\
отнесенные к условно завышенным величинам боковых сил, от физиче-
ского понятия чистого коэффициента трения [J-, относящегося к расчетной
величине боковых сил.
На практике нам нужно знать |д/, которое зависит от ряда допол-
нительных обстоятельств и от качества выполнения строительных
работ.
На основании опытных данных при различных видах криволинейных
арматурных элементов параболического очертания можно вводить
в расчет значения fx', приведенные в табл. 7. III, если сопротивление
скольжению определяется из равенства R=Ti\i' U, т. е. относится только
к расчетным боковым силам от изменения направления, и если трубки
из листовой стали достаточно жестки, чтобы выдержать давление бетон-
ной смеси.
Таблица 7. ИГ
Опытные значения коэффициентов трения jj/ при применении параболических
арматурных элементов
1. Гладкие стержни крупного диаметра, не очищенные от окалины,
в жесткой трубке из холоднокатанной стальной ленты ... от 0,2 до 0,3
2. Патентованные пучки с замкнутой оболочкой в жесткой трубке,
такой же, как в п. 1 от 0,15 до 0,2
3. Пучки проволок, расположенных по контуру круга, в нежестких
трубках кругового сечения из холоднокатанной стальной ленты . от 0,27 до 0,3
4. Двуслойные проволочные пучки в прямоугольных жестких трубах
из холоднокатанной стальной ленты от 0,15 до 0,25-
5. Шестислойный проволочный пучок в прямоугольных трубах из хо-
лоднокатанной стальной ленты от 0,18 до 0,3
6. Многослойный пучок, располагаемый по фиг. 7.33, при соблюде-
нии допусков по ширине от 0,15 до 0,25
7. Многослойный пучок, располагаемый по фиг. 7.32;
при одностороннем расположении покрытых парафином листов
для облегчения скольжения от 0,12 до 0,2
при трехстороннем расположении покрытых парафином листов
для облегчения скольжения от 0,08 до 0,15
Наименьшие значения |л' относятся к точно установленным, очищенным
от ржавчины арматурным элементам; высокие значения ц' встречаются
при недостаточно тщательном выполнении.
Смазанные маслом проволоки для пп. 1—5 дают более низкие значе-^
ния р/. При образовании ржавчины приведенные выше значения Ш
для п. 1—5 могут увеличиться вдвое.
238
7. 244. Результаты английских опытов
Общество цемента и бетона в Лондоне (САСА) опубликовало в ок-
тябре 1953 г. отчет, составленный Э. X. Кули (Cooley) об опытах по иссле-
дованию трения элементов натянутой арматуры, который дополняет изло-
женные© этой главе материалы и содержит значения коэффициентов тре-
ния для прямолинейных арматурных элементов.
Кули различает 5 факторов, которые определяют сопротивление сколь-
жению или уменьшение силы натяжения:
1) Рг — коэффициент силы натяжения, учитывающий трение в дом-
крате, например 0,95; это означает, что 5% силы натяжения, подсчитанной
по манометрическому давлению, теряется в домкрате;
2) Vr — потеря силы натяжения вследствие трения в анкере (некото-
рая определенная величина);
3) [i — коэффициент трения, возникающего под воздействием расчет-
ных боковых сил от изменения направления;
4) k — коэффициент трения, возникающего от непредусмотренных из-
менений направления арматуры и давления бетонной смеси;
5) К — потеря силы натяжения от начального сцепления, имеющего'
место при плотном прилегании трубок к проволоке (может возникать
только в способе Фрейсине и устраняется подвижкой проволок до начала
натяжения). Этот фактор сомнителен и здесь не рассматривается (силы
защемления, рассмотренные в 7.22, здесь не упоминаются).
Величина силы натяжения на расстоянии х от натяжного устройства
при изменении оси элемента на угол а определяется так:
Vn=V0Pre-(kx + iia)-Vr.
На основании ряда опытов приводятся следующие значения Р/\
для домкрата Фрейсине Рг = 0,95
Маньеля Рг = 0,98
Ли-Мак-Кола Рг = 0,97
Трение в анкере появляется в тех случаях, когда проволоки в анкеровке
разводятся (отгибаются), например для установки внутренних клиньев.
Для анкерных устройств Фрейсине на 12 0 5 мм, ст. 160, при Vo = 24 т,
установлено, что Vr = 2 -f- 3 т.
Коэффициенты трения [х были определены путем измерений в ряде
промежуточных точек (окна в бетоне) на забетонированных криволиней-
ных арматурных элементах кругового очертания; при этом учитывалось
значение k, полученное опытным путем на забетонированных прямолиней-
ных арматурных элементах длиной 60 м. Значения k приводятся ниже в
виде коэффициента, отнесенного к единице длины.
В отчете приводятся также значения (л и k для труб из пластмассы,
дающие повышенные показатели трения; эти данные здесь опущены, так
как недостаточно точно указан вид пластмассы. Из опытов были полу-
чены значения [х и ?, приведенные частично на «стр. 240 и 2411.
Эти опыты дали, следовательно, во всех случаях более высокие вели-
чины коэффициентов трения [л, чем приводившиеся ранее. Для пучков
Фрейсине это можно объяснить силами защемления (фиг. 7. 15). Изло-
1 Эти значения k нельзя признать достоверными, так как при пересчете величин
К приведенных в упомянутой работе Э. X. Кули, из английской системы мер в метри-
ческую, Ф. Леонгардт ошибочно уменьшил их в девять раз (на это обратил наше
внимание проф. А. А. Гвоздев). (Прим, редактора.)
239
женные результаты опытов соответствуют также многочисленным наблю-
дениям при осуществлении натяжения на стройках.
Для пучков Фрейсине при
k . КГ"4 в бетоне, уплотненном
умеренно
толстостенной трубе из листовой
стали
тонкостенной трубе из листовой стали
¦освинцованной стальной трубе
(«Юнитьюб»)
бетонном канале, образованном пу-
тем протягивания жесткой стальной
трубы или стержня
'бетонном канале, образованном при
помощи трубы «Дактьюб» ....
¦бетонном канале, образованном при
помощи трубы «Дактьюб», подкре-
пленной вставленным в нее круглым
стержнем
¦бетонном канале, образованном тру-
бой «Дактьюб» и стальными коль-
цами, как на фиг. 7. 9
0,35
0,35
0,25
0,55
0,55
0,55
0,35
2
10
2
17
Для пучков Маньеля при
Р<
k • 10
-4
•бетонном канале, образованном при
помощи прямоугольного резинового
стержня
коробе из листовой стали
Для стержней Ли-Мак-Кола (диаметром
25 мм из Ст. ПО) при
.в бетонном канале после вытаскива-
ния стальной трубы
в канале, образованном трубой
«Дактыоб», неподкрепленной . . .
то же, трубой «Дактыоб», подкре-
пленной
»в освинцованной стальной трубе
(«Юнитыоб»)
0,55
0,55
0,55
0,3
Диаметр канала для арматуры больше диа-
метра стержня на
3 мм
6 мм
12 мм
о
2
0
о
Особенно ценны данные о значениях коэффициентов k, из которых
можно сделать нижеследующие выводы.
7. 245. Трение прямолинейных арматурных элементов натянутой
арматуры
Трение прямолинейных арматурных элементов зависит, таким образом,
дополнительно:
1) от жесткости элемента, используемого при образовании канала для
арматуры, от расстояний между неоседающими точками опор такого эле-
мента и от их правильного размещения; при жестких стальных трубах или
коробах из листовой стали k = 0; неподкреплениые трубы «Дактьюб»
мало пригодны; тонкостенные трубы из жести приводят к высоким значе-
ниям k;
2) от степени уплотнения, а также от толщины слоя бетонной смеси,
давящей на тонкостенные трубы при ее вибрировании; из-за прижатия
трубок к проволокам возникает трение; значение А=17- 10~4 для пучков
Фрейсине показывает, насколько возрастает трение при этом даже на пря-
молинейном участке;
'240
3) от отношения размеров канала для арматуры к размерам самого
арматурного элемента.
Тйа основании изложенных выше опытов можно рекомендовать для
расчета снижения силы натяжения в прямолинейных арматурных эле-
ментах следующие значения к:
k на 1 м длины
§ арматурного элемента
Тонкостенные трубки, деформирующиеся от давле-
ния бетонной смеси от 0,001 до 0,0015
Жесткие трубы из листовой стали с часто располо-
женными точками опоры от 0,0002 до 0,0005
Жесткие короба из листовой стали, подкрепленные
для того, чтобы выдерживать, давление бетонной
смеси, достаточно большого поперечного сечения от 0 до 0,0003
Сила натяжения на конце прямолинейного арматурного элемента дли-
ной I определяется по формуле
Vn=Voe-**.
7. 25. ИЗМЕРЕНИЕ ТРЕНИЯ ЭЛЕМЕНТОВ НАТЯНУТОЙ АРМАТУРЫ
IB сооружениях, где арматурные элементы выполняются с значительной
щиволинейностью (2<0> 30°), при натяжении нужно отдавать себе отчет
в том, каково действительно возникающее трение, чтобы можно было на-
значить необходимую величину силы натяжения. Определение действи-
тельного трения, таким образом, часто бывает необходимо на практике.
Ниже приводятся указания, как нужно при этом поступать.
На каждом арматурном элементе нужно возможно более точно изме-
рить силу натяжения и полученное удлинение.
Расчетом предварительно определяют удлинение, учитывая снижение
силы натяжения и' используя крайние значения коэффициента трения р/.
По измеренным значениям силы натяжения и удлинения можно тогда
заключить, какое значение трения действительно подходит в данном
случае.
Потеря силы натяжения может быть измерена непосредственно, если
на обоих концах натягиваемого элемента установить домкраты; тогда
возникает возможность, натягивая один конец, наблюдать, какая сила на-
тяжения доходит до другого конца. Если внутреннее трение в домкратах
мало и они снабжены достаточно точными манометрами, то можно до-
биться довольно точных результатов.
Другой прием заключается в том, что в ряде промежуточных точек и
на концах натягиваемого элемента измеряют величины перемещений при
натяжении с силой Vx и сравнивают измеренные значения с расчетными
длшразличных ц/.
При мощных составных пучках можно также через специальные окна
измерять на участках перемещения по длине всего пучка. В этом случае
удобны боковые окна, так как через них можно наблюдать перемещения
самого верхнего и самого нижнего слоев проволок.. По разности переме-
щений, измеренных в соседних окнах, можно однозначно определить по-
лученную на этом участке силу натяжения. На фиг. 7. 20 показано, как
пучок из прядей в таком окне практически равномерно переместился на
29 см (мост через долину Дуная в Унтермархтале [185]).
Через такие окна можно непосредственно измерить натяжение прядей
Шщ проволок, прилагая перпендикулярную им сосредоточенную силу на
определенной длине измеряемого участка. На фиг. 7. 21 показан измери-
те -3206
241
тельный прибор, разработанный для этих измерений Фогтом (Швейца-
рия), дающий точность в ±2% при длине участка 30 см. Если натянутые-
проволоки вблизи участка измерения прилегают к стенке, например в
резервуаре, то этим прибором можно произвести измерение только один
Фиг. 7. 20. Наблюдение через окно в вертикальной стенке балки за перемещениями
при натяжении пучка из прядей
раз, так как обратному движению проволоки препятствует трение, и вто-
рое измерение дало бы поэтому заниженное напряжение.
Наконец, потери напряжений можно определить при помощи тензомет-
ров, установленных на арматурных элементах (например, используя дат-
чики сопротивления) [222, 224].
При этом исключаются источни-
ки ошибок, вызываемых домкра-
тами, конструкцией анкеров и не-
точностью манометров, но нужно»
учитывать температуру проволок.
Для применения этого метода
требуются опытный инженерный
персонал и надежные приборы.
Измерения, выполняемые на пря-
дях, следует производить с осо-
бой тщательностью.
Оба первых приема можно*
применить, используя простые-
средства; их можно рекомендо-
вать для регулярного контроля*
условий трения, достигаемых на
практике.
Значение коэффициента трения, отнесенное к расчетному углу изме-
нения направления, по причинам, изложенным в 7. 243, во всех практиче-
Фиг. 7.21. Измерительный прибор Фогта с
поперечной оттяжкой для измерения натя-
жения через окна для наблюдения
242
ских случаях лежит выше действительного коэффициента трения между
арматурным элементом и каналом для него.
Вследствие множества влияний важное значение имеют наблюдения на
самих сооружениях, позволяющие накапливать данные об опытных вели-
чинах коэффициентов трения. По статистике наблюдаемых значений коэф-
фициентов трения можно, кроме того, определить, тщательно ли работает
соответствующая строительная организация. Чем ниже и равномернее
наблюдаемые на сооружении значения коэффициентов трения, тем выше
качество установки арматурных элементов.
7. 3. ЦЕЛЕСООБРАЗНЫЕ ФОРМЫ СОСТАВНЫХ АРМАТУРНЫХ
ЭЛЕМЕНТОВ, ПОЗВОЛЯЮЩИЕ УМЕНЬШИТЬ ТРЕНИЕ
При использовании холоднокатанной гладкой ленты для изготовления
трубок удается значительно снизить коэффициент трения. Плохое сцепле-
ние гладких стенок таких трубок с бетоном (от 5 до 15 кг/см2) можно
компенсировать, например, при ограниченном предварительном напря-
жении путем ]их профилирования (см. конец гл. 7. 13).
Если в круглой трубке помещается много проволок, то приходится счи-
таться с тем, что в местах изменения направления арматуры появляется
повышенное трение от сил защемления, возникновение которых пояснено
на фиг. 7. 15. Кроме того, в таких местах проволоки прижимаются друг
к другу на большой длине в направлении действия боковой силы и так
тесно, что возникает сомнение, заполняет ли нагнетаемый раствор все
пустоты. Необходимо, следовательно, расположить проволоки в определен-
ном порядке и обеспечить сохранение расстояния между ними.
Фрейсине располагает 12 проволок диаметром 5 мм (или же от 8 до
18 проволок диаметром также от 7 до 8 мм) в виде кольца вокруг внут-
ренней спирали из твердой про-
волоки диаметром 1,5—2 мм
(фиг. 7. 22); таким образом об-
?5Ф5мм
12$ 5 мм
Спираль
Провопоино/й
Трубка из бандаю
пробельной cmand — Ф1-2 мм
18 05 мм
Отреза*
трубы
геталличеснс/з
оболочка
Фиг. 7. 22. Расположение 12 про-
волок пучка вокруг внутренней
спирали; система Фрейсине
Фиг. 7. 23. Расположение проволок в два коль-
цевых слоя, содержащих 43 проволоки; арма-
турный элемент системы Б Б РФ
разуется просторный канал для нагнетаемого раствора. Спирали можно
придать такие размеры, чтобы она до определенной степени изменения
направления выдерживала боковые силы от проволок. По Гюйону [125],
шаг спирали в прямолинейных элементах натянутой арматуры составляет
3 см, но при радиусе кривизны 8 ж — уже только 1 см. Для помещения
в трубку пучок проволок связывается отдельными проволочными скрут-
ками или же прямо вводится в закаточную фальцевую машину. Так же
при кольцевом расположении проволок, естественно, возникает боковое
1вФ
243
защемление. Применяя звездообразные проставки, достигают того, что
нагнетаемый цементный раствор наверняка проникает между проволо-
ками, по крайней мере вблизи проставок, и всюду заполняет наружные
промежутки между оболочкой и проволоками [191].
В арматурных элементах системы ББРФ в двух кольцевых слоях раз-
мещается по 43 проволоки вокруг коротких отрезков стальной трубы,
причем в отдельных местах между слоями и снаружи накладываются бан~
дажи (фиг. 7. 23). В местах изменения направления условия несколько
менее благоприятны, чем в пучках системы Фрейсине.
Труба из пробельнойстали, верхняя и нип+няя
стороны рифленые в поперечном направлении.
Натянутые
Фиг. 7.24. Расположение 12 проволок диаметром 5,3 мм
двумя горизонтальными слоями с проставками в виде гре-
бешков (арматурные элементы системы «Леоба»)
Боковое защемление почти полностью отпадает и проставки упроща-
ются, если проволоки расположить горизонтальными слоями (фиг. 7. 24).
В арматурных элементах системы «Леоба» имеются два слоя по 6 Ф
5,3 мм в каждом; две проставки располагаются непосредственно рядом и
вдвигаются одна в другую так, что связывают между собой оба слоя (фиг,
7. 25). Проставки — простые штампованные детали; жестяные зубцы не-
сколько скошены, так что после
запрессовки в слой 'проволок за-
креплены в ;нем прочно. Приме-
няемая 'С этим элементом плоская
жестяная гальза обладает еще
тем преимуществом, что ее можно
сравнительно сильно изогнуть от-
носительно ее меньшего размера
без образования 'вмятин; относи-
тельно другой оси она жестка и,
следовательно, облегчает прямо-
линейную установку 'В плане.
По сравнению с кольцевым рас-
положением сопротивление трению
в двуслойном плоском элементе,
как показывает опыт, значительно
Фиг. 7. 25. Общий вид деталей (к фиг. 7. 24) снижается; применяя арматурные
элементы системы «Леоба», можно
успешно создавать предварительное напряжение в неразрезных трехпро-
летных балках, несмотря на то, что натяжение арматуры ведется с одного
конца.
Если в одном элементе арматуры нужно объединить много проволок
или прядей, проще всего, для того чтобы обеспечить их тщательное раз-
мещение и соблюдение зазоров, необходимых для инъекции, располагать
их горизонтальными слоями.
у—г
38.5
244
л.
Щ^Й
Wrfj*5
Впервые прямоугольное расположение проволок в мощных пучках
было применено Маньелем; расстояния между натягиваемыми попарно
цроволоками он обеспечивал при помощи решеток из
Шмм проволок (фиг. 7. 26). При больших расстоя-
ниях между проволоками для инъекции требуется
значительное количество раствора, который при этом
проявляют склонность к расслоению и выделению
воды. *
Так как проволочные решетки в местах измене-
ния направления приводят к высокому поперечному
сжатию или даже изгибаются, то впоследствии в
способе Маньеля (примерно с 1952 г.) [203] стали
применять изогнутые угловые плиты для каждого
слоя проволок (фиг. 7. 27). Этим плитам придается
такая толщина, что боковая сила от изменения на-
правления передается в поперечном направлении на
крайние ребра, причем можно расположить несколь-
ко плит одна над другой. Проволоки при этом не
влияют друг на друга, и их можно натягивать неза-
висимо даже и тогда, когда изменяется направление
кривизны. В способе Хейлитбау применялись позже
аналогичные устройства в местах изменения направ-
ления для натяжения отдельных проволок [213].
Обеспечение расстояний между проволоками и
передача боковых сил от слоя к слою существенно
упрощается, если весь пучок натягивается одновре-
менно и расстояние между проволоками уменьшено
до 0,5-И мм; этого достаточно, как показывает опыт,
для безупречного заполнения пустот при нагнетании цементного рас-
твора.
В одном сооружении (Германия) арматурные элементы мощностью
80 т системы ББРФ комплектовали, например, из 36 проволок диаметром
6 мм в шесть слоев по 6 проволок в каждом (фиг. 7. 28); пучок помещался
в квадратный короб из стальной ленты размером всего 41X41 мм. Такие
короба позволяют осуществлять изгиб лишь по дугам больших радиусов.
Проставки — такие, как на фиг. 7. 25.
Фиг. 7. 26, Прямо-
угольное размещение
проволок с решеткой
из стерженьков диа-
метром 5 мм для
обеспечения расстоя-
ния между натянуты-
ми проволоками; пер-
воначальная конструк-
ция Маньеля
Фиг. 7. 27. Несколько криволинейных плит
одна над другой, располагаемых на участке
изменения направления арматуры в усовер-
шенствованном способе Маньеля (фирма
«Р. Баувенс», Кельн)
~.Ц1мм 6 свету
Фиг. 7.28. Расположение 36 прово-
лок диаметром 6 мм в шесть слоев
с проставками в виде гребешков в
пучке мощностью 80 г, типа ББРФ
245
При нескольких горизонтальных слоях проволоки можно избежать бо-
ковых защемлений только в том случае, если лежащие друг над другом
в вертикальном направлении проволоки остаются при натяжении безуко-
ризненно точно одна над другой в местах изменения направления. Это
условие соблюдается, если жестяные короба лишь немного шире пучка
6продопоп „
сипа натя
тения 2km
9проболок
сипа натр-
тения 36 т
Фиг. 7.29. Пучки натягиваемой арматуры
из проволок диаметром 8 мм мощностью
24, 36 и 100 т менее склонны к защемле-
ниям, чем элементы из проволоки диамет-
ром 5 мм
Фиг. 7. 30. Многослойные пучки из
овальных проволок периодического
профиля особенно выгодны, когда не-
обходимо обеспечить нормальную ра-
боту пучка на участках изменения его
направления,
так что отдельная проволока может перемещаться в сторону не больше
чем на Vs-f-Vio своего диаметра. При определении размеров короба нужно
поэтому указывать ширину с малым допуском, соблюдение которого обя-
зательно, чтобы избежать повышения трения.
При прядях диаметром 9 мм или новых типах арматурной проволоки
диаметром 8 мм это легче осуществить, чем при проволоках диаметром
5 мм. Поэтому на практике будут все чаще переходить к комплектованию
арматурных элементов из проволок большего диаметра,.например по спо-
собу, показанному на фиг. 7. 29.
246
Овальные проволоки периодического профиля особенно выгодны для
многослойных арматурных элементов, так как плоская форма этих про-
волок не позволяет возникнуть силам защемления (фиг. 7.30). Конечно,
места изменения направления должны быть при этом устроены так, чтобы
поперечные ребра проволок не терлись о стенки канала для арматуры (см.
Ш этом ниже).
Можно обойтись без сборки на строительной площадке составных ар-
матурных 'элементов* с их проставками и боковыми прокладками, спле-
тая проволоки в трос такой формы; при которой остающиеся пустоты не-
велики; эти пустоты при сплетке заполняются свинцовым суриком. До
-сих пор, однако, не найдены простые и надежные анкерные устройства,
позволяющие использовать на строительной площадке тросы нужной
длины.
Нужно стремиться к тому, чтобы и жестяная оболочка еще на заводе
была надета на пучок.
При больших силах натяжения (> 100 г), несомненно, расположение
натягиваемых проволок в несколько слоев друг над другом в прямо-
угольных коробах из листовой стали
является наиболее простым, эконо-
мичным и технически эффективным.
Кожухи из листовой стали для
мощных пучков (фиг. 7. 4) (см. так-
же 7. 13) собирают на подмостях от-
крытыми сверху в окончательном по-
ложении; пряди или проволоки укла-
дывают в них, а затем кожухи за-
крывают крышкой (способ Баура-
Ьонгардта). На больших мостах
применяли укладку до 400 шт. семи-
проволочных прядей в кожух из ли-
стовой стали в 20 рядов по 20 пря-
дей в каждом, без дополнительных
усложнений натягивали их и зали-
вали раствором (фиг. 7. 31). Для из-
готовления кожуха применяется чер-
ная листовая сталь; необработанная
поверхность стенок этих кожухов
привела бы к слишком высокому
трению, если бы пучок скользил не-
посредственно по поверхности ли-
стов. Поэтому в способе Баура-Леон-
(гардта применены специальные ме-
ры для облегчения скольжения.
арматурный элемент располагают насколько возможно по ломаной ли-
нии, причем между длинными прямыми участками помещают проставки
для изменения направления с равномерной кривизной. Эти последние сва-
ривают из толстого листа, чтобы иметь возможность сохранить малые
допуски по ширине, необходимые для того, чтобы избежать бокового за-
щемления (фиг. 7. 32). Прямые участки кожуха между местами изменения
•направления устраиваются на 8-Н5 мм больше по ширине и высоте, чем
наружные размеры пучка. Благодаря этому при натяжении пучок касается
стенок канала только в узких местах изменения напряжения, а на осталь-
ных участках лежит свободно. Трение таких пучков существенно умень-
шается, когда на этих коротких участках изменения направления поме-
щаются два твердых гладких листа из пружинной стали (толщиной от
Ш5 до 0,8 мм) с парафиновой прослойкой как раз в том месте, где боковая
Фиг. 7.31. Мощный пучок из прядей с
проставками в виде гребешков между
слоями; проставки позволяют сохранить
расстояния между прядями со всех сто-
рон и обеспечивают передачу (как в
изображенном здесь пучке) поперечного
давления в местах изменения направле-
ния (способ Баура-Леонгардта)
247
сила действует на короб. При установке пучков, у которых велика сумма
углов изменения направления, располагают гладкие листы для облегчения
скольжения также и на боковых поверхностях, чтобы уменьшить трение
от сил защемления. Боковые силы от изменения направления отжимают
Попрречнсчи стып
сбо
Продолonatu разрез
Приставки
исты-поверх-
Ъосто снопьжения
Поперечный разрез
Листы' поверхность
оналржения
Положение правей
перед натямвнием.
Кожцх из кровелькой стали
в пролете
й*2»Чмм - -
Фиг. 7. 32. Конструкция составного прямоугольного пучка с короткими участками изме-
нения направления равномерной кривизны и с минимальными допусками на ширину;
по сторонам, где поперечно направленные силы создают трение, предусмотрены листы,
облегчающие скольжение. Внизу, справа, — поперечный разрез нормального кожуха из
кровельной стали на прямом участке, в котором имеются зазоры между пучком к
стенками
пучок к одной стороне, так что с четвертой стороны, между жестяной
стенкой канала и пучком, остается промежуток.
Внутренние листы, облегчающие скольжение, должны быть длиннее
участков изменения направления на величину местного перемещения при
натяжении и выступать за пределы этого участка навстречу направлению
натяжения, чтобы действие их сохранялось до конца перемещения. При
двойных листах для облегчения скольжения наружный лист остается непо-
движным, так как трение там больше, чем в парафиновом слое. Наружные
листы можно не применять, если стенки кожуха на участке изменения
направления имеют гладкую поверхность.
Если один над другим располагается больше чем 10 слоев при г < 5д
или больше 16 слоев при г < 10 л*, то целесообразно распределить давле-
ние от изменения направления проволок или прядей через тонкий лист
толщиной 4—5 м, облегчающий скольжение (в направлении боковой
силы), или через простроганную поверхность толстых листов, покрытую
парафином.
Применение таких листов, облегчающих скольжение, с одной или двух
сторон или отказ от них целиком зависит от величины суммы углов из-
менения направления пучка. Если сумма углов изменения направления
меньше 15°, можно не применять листы, облегчающие скольжение; до
248
Продельный лист f мм с поперечными
_ загибами краев
¦ L.
Фиг. 7. 33. Упрощенная конструк-
ция участка изменения направле-
ния с П-образным хомутом для
пучка малой кривизны. Если одно-
временно существует изменение
.направления в горизонтальной
плоскости, то -необходимы также
вертикальные проставки. На фи-
гуре изображено положение про-
ставок и прядей до натяжения
40? можно помещать эти листы лишь на той стороне, куда направлена
боковая сила, а при больших углах устанавливать эти листы с трех сторон.
В первом случае, без листов, облегчающих скольжение, жестяные ко-
роба в местах излома направления соединяют встык и, чтобы избежать
бокового защемления прядей, сужают внутренний размер, вставляя дуго-
образный хомут из полосовой стали (фиг. 7.33). Фиг. 7.33 относится к
сооружению, на котором пучок в местах изменения направления имел
кривизну не только в вертикальной плоскости, но, также незначительную,
и в горизонтальной плоскости; вследствие ¦ этого между прядями нужна
было установить и вертикальные проставки. Хомут по бокам скашивают,
чтббы пряди не скользили по ребру. От продольного смещения при натя-
жении хомут предохраняется шпонками.
249-
Листы, облегчающие скольжение, гарантируют также, что трение
пучка о стенки канала меньше, чем трение между -слоями проволок; это
обусловливает равномерность натяжения всех слоев (см. 7. 23).
Эти простые и дешевые меры для облегчения скольжения позволяют
свести к минимуму влияние возможного образования ржавчины на по-
верхности пучка или стенках канала и частично также компенсировать
влияние неточностей установки коробов, так как кожух касается канала
только на поверхностях скольжения, смазанных парафином.
Если кожух имеет форму прямоугольника с вертикальным большим
размером, можно уменьшить опасность от сил защемления, устанавливая
между слоями проволок, в местах изменения направления, один или два
жестких листа.
Проставки состоят из узких полосок жести с выштампованными зуб-
цами. Жестяные полоски обеспечивают сохранение расстояния между
.слоями, а зубцы — расстояния между проволоками или прядями в каж-
дом слое; загнутые под углом края удерживают крайние проволоки. На
Над опорой
Расстояние мекду
наборами проста бок
Тосм И
Изменение
направления
6 пролете
VI
Фиг. 7. 34. Расположение проставок различной ширины
Ширина проставок выбирается по следующей таблице.
Над опорой
В пролете
5
м >*
ш со
2 х
3*
и о<
" а)
т5
До 4
5- 8
9—12
Радиус
м
С ,и
« со
эв
25
50
75
кривизн
dI в месте изменения направления
10 м
т >*
4» Н
2 ж
?3 |
До 8
9—16
1 17—24
CJ 03
11
эО |
25
50
75
5 м
>,
Ш го
S я
5*
>J CJ j
До 4
5- 8
1 9—12
о. 2
с «ч
«j а
1*
И
вь
25
50
I 75
10
т ^
И ГО
О) Г-
g =
4 X
?8 |
До 8
9—16
| 17—24
м
О 41
S-S
За
25
50
1 75
ттрямых участках натягиваемой арматуры эти проставки располагают на
расстоянии от 1 до 1,5 ж друг от друга.
На криволинейных участках нужно следить за тем, чтобы боковые
>силы передавались от слоя к слою через эти проставки с допускаемым
поперечным сжатием. Поэтому расстояния и ширина проставок на криво-
линейных участках должны определяться расчетом; они должны указы-
ваться на чертежах, и при выполнении строительных работ проставки
должны тщательно устанавливаться.
Для способа Баура-Леонгардта были составлены правила по выбору
размеров проставок, приведенные на фиг. 7. 34; применяются три типа
-250
Горизонтальный разрез
"Ф35мм
Фиг. 7. 35. Наполовину выштампован-
ные углубления на трех стенках ко-
жуха из кровельной стали на длин-
ном участке изменения направления
для улучшения сцепления. К боковым
стенкам внутри могут быть прислоне-
ны соответствующие дырчатые листы
из стальной ленты для уменьшения
трения
пррставок, различающихся по ширине. Для передачи боковой силы про-
етавки должны располагаться по оси одна над другой; при увеличении
поперечного сжатия, т. е. в направле-
нии действия боковой силы, заклады-
ваются более широкие проставки.
Следует учитывать возможность пе-
ремещения при натяжении и распола-
гать проставки так, чтббы они сохра-
няли правильное положение к концу
процесса натяжения.
Положение проставок лучше все-
го обозначить на стенках канала ар-
матуры, чтобы при установке не
вкрались ошибки.
Жак как участки изменения на-
правления по сравнению с прямыми
промежуточными участками очень
коротки, то связь между пучком и
окружающим бетоном практически
не ухудшается; к тому же толстостен-
• ные кожухи на участках изменения
направления, входящие в состав всей
цепи жестяных кожухов, действуют
как шпонки.
Ма более длинных криволиней-
ных участках, имеющих место над
опорами неразрезных балок, можно
повысить сцепление, снабжая три
стенки кожуха вдавленными углуб-
лениями; при этом или отказываются от установки боковых листов, облег-
чающих скольжение, или устраивают в этих листах отверстия, чтобы обес-
печить их зацепление за стенки кожуха. Можно, следоватольно, и в дан-
ном случае добиться эффективного сцепления (фиг. 7. 35).
Применяя описанные трехсторонние устройства, облегчающие скольже-
ние, получали в конструкциях неразрезных балочных мостов значения
коэффициента трения [х'от 0,07 до 0,1, тогда как раньше при таких же
типах пучков, но без применения подобных устройств значения коэффи-
цие?гта трения достигали от
0,3 до 0,5. Меры для облегче-
ния скольжения, таким обра-
зом, оказались успешными и
их применение имеет боль-
шое значение при создании
предварительного напряже-
ния в неразрезных балках.
При статических расчетах ре-
комендуется для надежности
пользоваться значениями ц',
приведенными в табл. 7. III.
Объединение натянутой
арматуры данной балки в
одном канале дает возмож-
ность применять меры для
уменьшения трения, что не-
возможно при расчленении
Фйг. 7.36. Элементы предварительно напряжен-
ной арматуры, рассчитанные на одинаковую силу
натяжения 1/== 1 000 г, слева группа пучков по
12 0 5 мм в каждом, Ст. 160; справа мощный
пучок из прядей по 7 0 5 мм, Ст. 180
251
арматуры на много мелких элементов. Одновременно упрощается кон-
троль фактического трения; в неразрезных балках он только при таком
решении делается вообще возможным, так как через окна в бетоне можно
наблюдать, измерять и правильно оценивать величины перемещений по
длине пучка. Проще и надежнее осуществляется также иньекция рас-
твора (см. гл. 8).
В гл. 6 было показано, что общепринятое в обычном железобетоне
конструктивное правило комплектовать арматуру из мелких элементов,
распределенных по растянутой зоне бетона, неприменимо для .конструкций
описанного типа. Сосредоточение элементов натягиваемой арматуры
дает здесь значительные преимущества технологического характера,
не создавая каких-либо неудобств. Прежде всего оно позволяет приме-
нять жесткие бетонные смеси, как видно из фиг. 7. 36, где слева пред-
ставлены распределенные пучки по 12 Ф 5 мм, Ст. 160, а справа — со-
средоточенный мощный пучок из прядей по 7 Ф 3 мм, Ст. 180, на ту же
силу натяжения.
Вид спереди Разрез по я-в
В -«и D -*-, „ширина вертикаль-^
V7T um't гтлынп 'S1
Фиг. 7.37. Натяжной башмак для мощного пучка из прядей. Зажимные винты
из Ст. 90 натягиваются домкратом
252
7. 4. ВСПОМОГАТЕЛЬНЫЕ НАТЯЖНЫЕ УСТРОЙСТВА
ДЛЯ ПРЕОДОЛЕНИЯ СОПРОТИВЛЕНИЯ ТРЕНИЯ
7. 41. МЕСТА ДОПОЛНИТЕЛЬНОГО НАТЯЖЕНИЯ
В неразрезных многопролетных балках превышение номинальной силы
натяжения на 10-И5°/о, несмотря на описанные выше способы облегчения
скольжения, часто оказывается недостаточным для компенсации сопро-
тивлений трения в такой мере, чтобы достигнуть в расчетных сечениях
проектной силы натяжения.
Щпя. таких случаев разработаны вспомогательные устройства, при по-
мощи которых сосредоточенные арматурные элементы захватываются на
Фиг. 7. 38. Часть пучка в окне
вертикальной стенки балки моста
(Дунайская долина, Унтермарх-
таль), готовая к установке натяж-
ного башмака
Фиг. 7. 39. Установленный натяжной
башмак с двумя 300-т домкратами
^промежуточных участках так называемым натяжным башмаком и допол-
нительно натягиваются.
Эти точки называют местами дополнительного натяжения; их лучше
'всею располагать в вертикальных стенках главных балок, где в бетоне
вырезается окно, чтобы можно было захватить пучок.
Натяжной башмак закрепляется зажимами, подобно тому как на тро-
сах висячих мостов закреп-
ляются обоймы. На фиг.
7- 37 изображен такой на-
тяжной башмак для пучка
с поперечным сечением
около 20X20 см. Два
мощных стальных листа
прижимаются с силой
'800 г к пучку, который в
этом месте уже залит це-
ментным раствором; для
этого болты из Ст. 90 на-
тягиваются обыЧНЫМИ На- \ Вид спереди арматур»™ юме-та
шжными гидравлическими Фиг< 7 40 Увеличение усилия натяжения яа вади.
домкратами. Листы ПОД- чину усилия, вызываемого домкратами, применяв
1реплены ребрами жестко- мыми для дополнительного натяжения.
/пе^ьчого матп*<?ния
253
pie
art "5,
"<§ lies
? °9 5 з 4) *
о о ^ с- 5- <
* K^ § ? g
Отпустить на Л/Н';
Сила натятения Vt+AVj сдэ-
[ данная б открытом шве для .
вспомогательного патя/нениг
сти и выступают настолько, что над пучком и под ним можно установить
по гидравлическому домкрату, которые опираются в окнах на бетон стенки
балки и могут перемещать пучок в указанном направлении.
На фиг. 7. 38 представлена часть пучка, видная в окно; на фиг. 7. 39 —
установленный натяжной башмак с двумя 300-т домкратами, применяв-
шийся на строительстве моста в Дунайской долине, в Унтермархтале [198].
Натяжной башмак* устанавливают только после того, как пучок, на-
сколько это возможно натянут основным натяжным устройством, которое
продолжает оставаться в действии, пока работают вспомогательные дом-
краты. Сила натяжения, уменьшенная сопротивлением трения, получает,
таким образом, в месте дополнительного натяжения скачкообразное при-
ращение (фиг. 7.40), которое выравнивается после удаления домкратов.
§ сооружениях большой длины можно устроить несколько таких мест до-
полнительного натяжения,
расположенных последова-
тельно по примеру приме-
нявшихся при строитель-
стве семипролетного моста
на автостраде близ Норт-
гейма в 1953 г.
Натяжным башмаком
можно создавать требуе-
мое защемление, также ис-
пользуя эффект клина
(фиг. 7. 41). Расчет, одна-
ко, показывает, что при
этом расходуется больше
стали, чем на показанный
на фиг. 7. 37 натяжной
башмак, запрессованный
при помощи домкрата.
Конструирование захвата в форме клина связано, кроме того, с тщатель-
ной механической обработкой нескольких стальных поверхностей.
Другое решение для компенсации потери силы натяжения от трения
в промежуточной точке состоит в том, что устраивают шов для дополни-
тельного натяжения, домкраты в котором приводят в действие только.
после того, как главное натяжение, идущее от концов, достигает установ-
ленного предела (предложение Б. Фрица) (фиг. 7.42). Когда в шве при-
лагают давление через домкраты, то по меньшей мере одна половина
сооружения перемещается на своих подвижных опорах на величину до-
полнительно созданного удлинения натянутой арматуры. Домкраты в шве
для натяжения должны быть рассчитаны на полную силу, опоры — на
большое требуемое перемещение.
Домкраты для создания
^главного матптепип
Середина саорутения
Открытый шов для вспомога-
тельного натяжения
Фиг. 7.42. Шов для дополнительного натяжения ар-
матуры в середине длины балки с числом пролетов
больше 4; начальное натяжение арматуры осущест-
вляется с концов. Распределение усилия натяжения1
7. 42. ВСПОМОГАТЕЛЬНЫЕ ЭЛЕМЕНТЫ НАТЯНУТОЙ АРМАТУРЫ
Церна описывает способ [184], которым теоретически можно полностью
погасить потери силы натяжения, вызванные трением (фиг. 7.43): над
главным арматурным элементом G устанавливается вспомогательный ар-
матурный элемент Н, который боковыми силами U прижимается к стен-
кам канала. Сначала натягивают элемент G с одного конца силой Ко.
По достижении номинального значения силы натяжения в том же направ-
255
лении вытягивают вторым натяжным домкратом вспомогательный элемент
Я. Потребная для этого сила приближенно выражается так:
Здесь |Jt — коэффициент трения G по Я;
р-я — коэффициент трения Я по стенкам канала;
а — общий угол изменения направления G.
При натяжении Я трение между G и Я вызывает действующие на
главный элемент натянутой арматуры продольные силы, равные тем, ко-
торые ранее при натяжении главного элемента создавали потери силы
Фиг. 7.43. Способ Церна для устранения потерь силы на-
тяжения путем применения вспомогательного элемента на-
тянутой арматуры Ht который не анкеруется и впослед-
ствии извлекается
натяжения. Таким образом, эти потери силы натяжения снимаются. Во
время натяжения Я нужно поддерживать главным домкратом силу натя-
жения Уо, при этом в главном арматурном элементе возникает добавоч-
ное удлинение от сил трения, передаваемых вспомогательным элементам.
При рассмотрении теоретического вывода следует обратить внимание
¦на письмо в редакцию журнала, указанное в [184].
Вспомогательные элементы натянутой арматуры можно применять
повторно. В неразрезных балках с раличным знаком кривизны при изме-
рениях направления приходится применять два вспомогательных элемента
натянутой арматуры: один в верхней, другой в нижней части канала.
Конечно, компенсируются только те потери силы натяжения, которые
получаются от расчетных изменений направления, в то время как потери
от боковых, непредусмотренных сил — защемления из-за давления бе-
тонной смеси и т. п. — не устраняются.
Практическая выполнимость и экономичность этого способа пока еще
не проверены.
7. 43. НАГРЕВ
Ф. Ган (фирма «Эд. Цюблин», Штуттгарт) предложил по достиже-
нии расчетной силы натяжения нагревать натянутую арматуру, например
вводя в канал пар, и при этом поддерживать силу натяжения, увеличивая
таким образом перемещение при натяжении на величину температурного
удлинения (фиг. 7.44). При последующем охлаждении стали, если со-
хранить полученное перемещение, напряжение по всей длине повысится;
Если же сохранять номинальное значение силы натяжения в месте ее прщ
ложения, то часть перемещения пойдет в обратном направлении, силы
трения переменят знак на обратный, в середине балки сохранится боль-
шое значение силы натяжения и соответственно большее удлинение. Оди-
наковой по всей длине балки силы натяжения можно было бы достиг-
256
щгщ нагревая арматурный элемент посредине, с тем чтобы удлинение
от нагрева достигло величины, соответствующей уменьшению удлинения,
вызванному трением, Де^, и давая приращению тепла сойти к нулю в
наружном направлении по линейному закону. Перемещение при натяже-
нии на обоих концах возрастает при этом на VaAe^/ и должно быть со-
хранено при охлаждении (фиг. 7.45). Следовательно, выгодно применять
местный нагрев на участках,
* ~ * Удлинение Е. достигнуто равномерны**
нагревом, сипа натамения остается
где больше всего требуется
это дополнительное вмеша-
тельство.
Чтобы показать размеры
необходимого нагрева, при-
мем, что потеря силы натя-
жения элемента из Ст. 180
составляет 10%.
Шогда
Де^ = 0,1 -а5 = 0505о/о,
а требуемое увеличение тем-
пературы
&ev 0,05
'равной V0
Окончательное удлинение
после остывания
Полученное после
остывания удлинение
\дпя натягнёний равно
удлинению при нагре
вопий
At=^- =
at 0,012
: 42° С ,
нггтптсни^ с cunoii У/о
Фиг. 7. 44. Пучок равномерно нагревается, а затем
остывает; усилие натяжения остается равным W
В средней части арматуры достигается прираще-
ние усилия натяжения
&г0
Удлинение при натяжении,
остающееся после остывания
Ы*0
Как видно, при этом способе можно у высокопрочных сталей уравно-
весить силы натяжения на 10-М 5%, вызванные трением.
Нагревание должно произво-
диться в короткие промежутки вре-
мени, чтобы в бетоне не возникли
нежелательные арматурные напря-
жения.
7. 44. УМЕНЬШЕНИЕ ТРЕНИЯ
ВИБРАЦИОННЫМИ ИМПУЛЬСАМИ
Можно полагать, что трение можно
уменьшить пробегающими вдоль эле-
мента натянутой арматуры вибра-
ционными импульсами. Фрейсине в
1943 г. ра.ботал над этой идеей. Ав-
тор также примерно в это же время
сформулировал соответствующую те-
му исследования, которое из-за вой-
ны не было проведено. Для этого
натяжной домкрат должен был быть
связан с вибратором. Недавно
А. Боссих (Франкфурт) сделал за-
явку на такой способ в Германское
ТОШ тсс ч бюР° патентов (37 Ь, 4/01 В 23196 от
о^ли ly^r.); по этому предложению -сила натяжения должна созда-
ваться ступенями, импульсами. О практической проверке пока еще ни-
чего неизвестно.
Диаграмма нагреда
Фиг. 7. 45. Пучсж нагревается в середине
на &t; наружные концы не нагреваются;
между серединой и концами температура
меняется по прямолинейному закону Д?—
~~ at * т" е' Bf = Де*7 • Сила натяжения
Ш и величины удлинений от натяжения
на концах остаются постоянными. После
остывания Vo по всей длине становится
постоянной (теоретически)
17 — 3206
Глава 8
8. НАГНЕТАНИЕ РАСТВОРА В КАНАЛЫ
ДЛЯ ВОССТАНОВЛЕНИЯ СЦЕПЛЕНИЯ
8. 1. РАСТВОР, УПОТРЕБЛЯЕМЫЙ ДЛЯ ИНЪЕКЦИИ
Для восстановления сцепления натянутой арматуры с бетоном и за-
щиты ее от коррозии в каналы после натяжения арматуры нагнетается
цементный раствор (опыты с другими составами пока еще не дали хоро-
ших результатов).
В общем почти при всех способах предварительного напряжения ар-
матуры зазоры между элементами арматуры и стенками каналов оказы-
ваются очень малыми, так что следует употреблять цементное те-
сто большой подвижности. Зачастую, опасаясь закупорки
Обработка цементного молохе:
0 2-* минутное размешибаниР бручную
П 75г*им в ра^тборомешапие
Я /5 i^iun в растборамешалне
30
э 20
с
[
bj L
р
р
Ja L
У
у
\
Ц у
11 г
В L\
к 1.
с
1! у
1 л \
1
1
II
I [
1
1
1 rfb 1
1
1
и
1
1 и
II
Л 111
ll й, fl, й- III
°omUnw"iZe°e °-55 ''00 J'45 °.55 l,°° l,P 0,55 100 1,45 0,55 1,00 1,^5 0,55 0,55 1,00 0,55 0,55
Шлановь'й Шлаковый Портландцемент Портлпндцем&мт
Цемент
Добабни
Поргцландцемент Портландце *
Ы
^еме*т б
цемент К
Фиг. 8. 1. Результаты опытов с расслоением в различных цементных растворах при
разном водоцементном отношении (оо Вальцу). Толщина отделившегося через 3 часа
слоя воды, выраженная в процентах к первоначальной 36-см высоте наполнения
цилиндра диаметром б см. Добавки: Q — кварцевая мука; В — бентонит; Т — воздухо-
вовлекающие добавки; К — известняковая мука; Р — пластимент
каналов, прибегали к применению цементного теста с относительно боль-
шим содержанием воды. Однако в этих случаях возникает оседание ча-
стиц цемента (фиг. 8.1), в результате чего в высоко расположенных ме-
стах участка отслаивается вода. Если при этом вода имеет возможность
испаряться или всасываться, то в этих местах образуются небольшие
пустоты, которые при полном предварительном напряжении, очевидно, не
258
особенно вредны, но во всяком случае ухудшают связь арматуры с бе-
тоном. Когда каналами служат плотные стальные трубки, вода испа-
ряться не может. Действительно, в трубках некоторых напряженно арми-
рованных балок спустя многие годы обнаруживалась вода, которая высту-
пала из трещин при их испытании или в других случаях — в результате
замерзания -— приводила к образованию трещин вдоль натянутой арма-
туры. $
Для предотвращения повреждений этого рода необходимо, чтобы ис-
пользуемый для нагнетания раствор отвечал требованию ни при каких
условиях не давать отслаивания воды; соответствующее испытание про-
изводится в стеклянной трубке диаметром 10 мм, высотой 60 см (см.
также фиг. 8.3). Однако различные виды цементов требуют различных
количеств воды и обладают различными свойствами в отношении дисперсии.
Известно только, что портландцемента тонкого размола менее склонны
к оседанию, чем шлако-портландцементы [197]. Установлено также, что
основательное механическое перемешивание значительно снижает отслаи-
вание воды по сравнению с перемешиваним вручную. В то же время цен-
трифугирование с большим числом оборотов в дисперсионных мешалках
имеет тот недостаток, что приводит к большому выделению тепла.
В Англии все же предпочитают применять дисперсионные установки.
Какие цементы являются наиболее пригодными, пока еще не установ-
лено. Исследовательские организации уже занимаются этим вопросом;
пока что надо иметь в виду нижеследующие правила:
1) Следует применять портландцемент активностью Z 325 или Z 425
тонкого размола. В холодное время года рекомендуется глиноземистый
цемент; однако надо помнить, что в теплые дни, при температуре выше
20? С, он обладает пониженной прочностью1.
2) Водоцементное отношение должно быть как можно более низким:
при портландцементах оно приблизительно должно достигать 0,4, ни в
коем случае не выше 0,45, при глиноземистом цементе — до 0,5.
3) Необходимо при помощи добавок к бетону (например, пласти-
мента, бетонпласта и т. п.), вносимых в соответствующем количестве,
понизить поверхностное натяжение воды, для того чтобы на смачивание
частиц цемента требовалось меньше воды. Надлежит предварительно про-
верить совместимость данной добавки с выбранной маркой цемента. Сле-
дует избегать материалов, способствующих образованию воздушных пор
(воздухововлекающие добавки), или применять их только в очень малых
дозировках, так как воздушные поры, образующиеся при перемешивании,
способствуют уменьшению объема и образованию пустот.
4) Рекомендуется применять тонкомолотые добавки, которые смачи-
ваются лучше, чем зерна цемента, и, таким образом, не вызывают излиш-
него повышения потребного количества воды для достижения необходи-
мой подвижности. Названные выше величины водоцементного отношения
могут быть повышены при этом на 10—20% в зависимости от количества
добавок.
5) Поскольку в отдельных местах арматурного элемента, например у
анкерного конуса, имеются большие пустоты, лучше перед нагнетанием
раствора заполнить их песком с крупностью частиц от 3 до 7 мм или от
7 до 15 мм, чтобы уменьшить оседание или усадку в этих местах. Когда
в арматурном элементе по его длине остаются свободными полости значи-
тельного размера, как, например, при кольцеобразном расположении
1 Бетон на глиноземистом цементе лишается даже своей высокой прочности, достиг-
нутой им вначале в благоприятных условиях, если его подвергнуть нагреванию во
влажном состоянии: например, нагревание до 40°С снижает его прочность по сравне-
нию с первоначальной на 35%.
17»
259
большого числа проволок диаметром 8 мм, можно добавлять в раствор пе-
сок крупностью до 3 мм в значительных количествах. Снижение расхода
цемента и уменьшение опасности оседания достигается и более простым
способом ¦—• путем более тесного расположения натягиваемых проволок.
Возможность усадки затвердевшего раствора также заставляет стремиться
к тому, чтобы размеры пустот были по возможности наименьшими.
6) Для уменьшения усадки следует выбирать слегка вспучиваю-
щие добавки, например «Intrusion aid», которые одновременно
влияют на повышение подвижности раствора в том смысле, как изло-
жено в п. 3, или же алюминиевый порошок.
7) Для достижения возможно более устойчивой смеси частиц цемента
с водой нужно размешивать раствор в быстро вращающейся мешалке в
течение не меньше 4 минут. Необходимо продолжать перемешивание
раствора до окончания нагнетания.
8) Когда раствор нагнетается в каналы мощных пучков, необходимо
стремиться к тому, чтобы схватывание наступало не слишком быстро, так,
чтобы даже в жаркую погоду в течение по меньшей мере 2—4 час. можно
было бы не опасаться, что начавшееся схватывание вызовет закупорку
каналов. Поэтому рекомендуется применять добавки, задерживающие на-
чало схватывания (85%-ная фосфорная кислота в количестве 0,1 до
0,5 веса цемента), или цементы с достаточно большим сроком схватыва-
ния [66]. Следует помнить, что добавки, указанные в п. 3, уже частично
замедляют схватывание.
9) При морозной погоде нагнетание раствора может производиться
только с соблюдением мер, указанных в 8. 22.
Как показали наблюдения Управления судоходства в Мюнстере [232],
даже затвердевший цементный раствор может в возрасте нескольких дней
при промерзании вызвать разрыв канала; поэтому после инъекции эле-
менты надо предохранять от мороза в течение не менее 6 дней.
Прочность сцепления в значительной мере зависит от прочности за-
твердевшего раствора, что говорит в пользу применения высококачествен-
ных цементов и опять-таки о необходимости уменьшения количества
добавляемой воды.
Добавки, упомянутые в п. 3 и 4, были изучены Дэвисом [87] прежде
всего для укладки бетона способом «препакт», при котором заполнители
отдельно укладываются с уплотнением в опалубке, а затем в них снизу
нагнетается раствор. При этом должно быть преодолено сопротивление
движению раствора в плотной смеси песка с гравием, достигающее подчас
значительной величины. Следовательно, здесь нагнетаемый раствор дол-
жен быть еще более подвижным, чем раствор для рассматриваемых нами
целей.
В результате большого количества опытов были выбраны «Alfesil» и
«Intrusion aid», как добавки, повышающие пластичность нагнетаемого
раствора, предотвращающие отслаивание воды и слегка вспучивающие
раствор при схватывании.
Альфезил — это зола с высоким содержанием БЮг; он должен обла-
дать тонкостью помола муки, и поэтому лучше всего брать его непосред-
ственно из фильтра золоуловителя. Остаток на сите 10 000 отв/см2 дол-
жен составлять не больше 6%, т. е. альфезил должен по возможности
быть мельче цемента. От добавления альфезила раствор приобретает
консистенцию меда. Однако в Германии почти не встречаются золы, бога-
тые ЭЮг; поэтому альфезил приходится ввозить, например, из Австрии.
Повышающие качество раствора свойства альфезила видны из следую-
щих опытных данных: они влияют прежде всего на портландцемента с
высоким содержанием СаО, причем содержащаяся в цементе известь
вступает в химическое соединение с кремнекислотой альфезила, повышаю-
260
щее прочность и наблюдающееся также, например, при изготовлении газо-
бетона.
Как видно из фиг. 8. 2, чем больше добавка альфезила, тем сильнее он
уменьшает усадку, особенно вначале. При 30% добавке альфезила усадка
раствора в первый день составляет только 7з усадки без альфезила. Рас-
сматривая абсолютные величины усадки, надо учитывать, что отношение
— —составляло только от 0,26 до 0,31, -в то время как у нагнетаемого
Ц + А
раствора оно лежит большей частью около 0,45, так что там приходится
рассчитывать на большие размеры усадки.
н
IX
к\х
пЧ
-г ,ТЧЛ
\.
^^«^
— —-
1
1Портламд-
Г
цемент Ялъфеэип 1
700% - I
80% 20% |
70% 30% Н
60% 40% |
— -
~ ""¦
—
«
——j
' —¦-
\о,2
Х ОМ
* 0.6
0.8\
'.8
2,01
О 1 7 /4 21 28 35 U2 **9 56
Возрасти днях приотносителопои дпаммости 70%
Фиг. 8. 2. Альфеаил уменьшает усадку цементного
раствора. Опытные данные Швейцарского института
по испытанию материалов. Цюрих, 1951, Отчет
№ 40187
Из следующей таблицы видно благоприятное действие альфезила на
количества выделяющегося при схватывании тепла, на прочность при
сжатии и на сроки схватывания.
Соотношение в смеси
цемент: альфезил
Повышение температуры в призме
10ХЮХ50 см в °С
Начало схватывания в ча-'
с ах
Конец схватывания в ча-
сах
Водоцементное отношен
В
Ц + А
1
Призменная прочность
в кг/см2 1
при
' 20°С
ие
через 28
дней
через 90
I дней
100:0
27,5
3
7,7
0,26
203
247
80:20
16
4,3
14
0,28
215
267
70:30
11,5
5
14,2
0,29
221
278
60:40
9,5
5,2
14,5
,31
210
263
261
На основе опытов можно рекомендовать добавку альфезила, состав-
ляющую примерно 30% от веса цемента.
Если нельзя применить альфезил, то для уменьшения усадки можно
использовать добавки известковой или кварцевой муки. Опыты, произве-
денные Управлением судоходства в Мюнстере, показали, что добавка от
20 до 33% кварцевой муки оказывает благоприятное действие.. Опыты
Вальца (фиг. 8. 1) дали особенно низкое отделение воды при применении
известковой муки. Хотя кварцевая мука содержит большое количество
S1O2, она оказывает менее сильное действие, чем альфезил, так как ее
кремнекислота не вступает в химическое соединение с известью. Как пока-
зывают опыты, трасс непригоден как добавка из-за высокой водопотреб-
ности.
Добавка «Intrusion aid» влияет на увеличение подвижности, поддер-
живает частицы цемента во взвешенном состоянии и незадолго до начала
схватывания слегка увеличивает объем раствора при добавлении порошка
алюминия, так как образует маленькие пузырьки газа и тем самым пре-
пятствует усадке. На 100 кг цемента добавляют приблизительно от 0,7
до 1 кг «Intrusion aid».
Рекомендуемые составы раствора, пригодного для нагнетания:
1) 70 кг портландцемента Z 325 или Z 425,
30 кг альфезила (зола, богатая БЮг)
или же кварцевой (известковой) муки,
0,7—1 кг добавки «Intrusion aid» (верхний предел — при пони-
женной температуре),
40—45 кг ©оды;
2) 100 кг портландцемента Z 325 или Z 425,
0,7—1 кг добавки «Intrusion aid» (или, например, пластифика-
тор + алюминиевый порошок),
40—45 кг воды.
При использовании алюминиевого порошка целесообразно предвари-
тельно смешать его с какой-нибудь тонкомолотой инертной добавкой в
соотношении 1 : 50. Перемешивание должно быть очень интенсивным, так
как в противном случае алюминиевый порошок всплывает в растворе.
Этой смеси берут 100—200 г на 50 кг цемента. Меньшее количество берут
при теплой погоде, большее — при холодной (по американским прави-
лам).
8. 2. НАГНЕТАНИЕ РАСТВОРА
8. 21. ПРИ НОРМАЛЬНОЙ ТЕМПЕРАТУРЕ
При инъекции раствора стремятся заполнить все пустоты в элементах
арматуры. Надежное достижение этой цели обеспечивается тем, что нагне-
тание производят медленно, подводя раствор к самой нижней точке арма-
туры, а выпуск воздуха производят в верхних точках. Раствор, подни-
маясь, вытесняет воздух (фиг. 8. 3, 8. 4 и 8. 5). Следует учесть, что
было бы неправильно нагнетать раствор в узкие полости под большим
давлением, так как при этом воздух, завихряясь, проникает в раствор, и
в некоторых местах легко могут остаться пузырьки воздуха.
Этот надежный способ нагнетания раствора возможен при работе с
мощными, составными арматурными элементами или с частями таких
элементов, но неприменим в тех случаях, когда арматура состоит из боль-
шого числа отдельных небольших элементов, расположенных слоями ря-
дом и друг над другом. Дело в том, что наиболее пониженные точки
арматуры находятся большей частью в области максимального положи-
262
тельного момента, где отдельные элементы арматуры расположены так
тесно, что к каждому из них не могут быть присоединены трубки для на-
гнетания раствора. Поэтому на практике, как правило, отдельные элементы
арматуры заполняются под давлением от одного конца к другому даже
если место, откуда начинают
нагнетание раствора, располо-
жено выше, чем другие части
арматуры. В этом случае рас-
твор прежде всего течет вниз,
и при этом не может быть уве-
ренности в том, что воздух бу-
дет вытеснен полностью. Дей-
ствительно, при вскрытии такой
арматуры неоднократно обна-
руживали значительные воз-
душные мешки.
Но и при нагнетании рас-
твора в отдельные арматурные
элементы опасность образования воздушных мешков может быть умень-
шена, если пластичный раствор нагнетать медленно, так, чтобы воз-
дух успевал выйти. Пустот остается тем меньше, чем равномернее рассто-
яния между отдельными проволоками арматуры и между ними и стенками
на бррхнем пасте *ораоа
Заспанна
J—-Слаб воды
Фиг. 8. 3. Отверстие для нагнетания раствора
должно располагаться по возможности в самой
низкой точке натягиваемого арматурного эле-
мента. В наиболее высоко расположенных точ-
ках устраивают перелив воды
Трудна с/ля нагнета-
ния аастдооа
Г
поту* из кроАепьна/А
rmjnu для пуииа
Ц: 55 Л\
Разрез по я-я
Входное отверстие]
для раствора
.'"*г^-г
П
У '
[слив доды из
«"а/муха
Фиг. 8. 4. Трубка для перелива и вед-
ро, применяемые при нагнетании рас-
твора
Фиг. 8. 5. Схема простей-
шего присоединения трубки
для нагнетания раствора к
кожуху из кровельной стали
со сливом воды
каналов, так как при этом раствору не приходится преодолевать сильно
различающиеся сопротивления протеканию.
Для вытеснения воздуха лучше сначала залить водой канал, в котором
расположен элемент натянутой арматуры, так как в воде пузырьки воз-
263
духа поднимаются вверх при самой небольшой разнице уровней. В пользу
заливки водой говорит еще следующее соображение: при теплой погоде
и вообще при инъекции арматурных элементов, имеющих большую длину,
сначала часто наблюдалось образование пробок. Дело в том, что, когда
струя раствора попадает на сухую арматуру, ей приходится смачивать
значительную поверхность большого числа проволок и т. д., отчего рас-
твор теряет воду и становится более жестким. При дальнейшем нагнета-
нии раствор не проходит за пробку, а, наоборот, наращивает ее (также
образуются пробки в трубах бетононасоса).
В подобных случаях может помочь только срочное промывание боль-
шими количествами воды.
Если же канал с натянутой арматурой предварительно заливается во-
дой, опасность образования пробок отпадает. Тяжелый раствор вытесняет
более легкую воду, а с водой смешивается только головная часть струи и
притом незначительно. Нагнетание продолжают до тех пор, пока на про-
тивоположном конце не вытекают вода и разбавленная часть цементного
раствора, т. е. до тех пор, пока не появится чистый раствор. После этого
следует переждать 5 мин. и затем снова пустить в ход насос, так как
остатки воды, как это показал опыт с нагнетанием раствора в прозрачный
ящик из плексигласа, продолжают медленно всплывать кверху мимо рас-
твора, когда он уже находится в покое.
Заливка водой рекомендуется и при мощных составных арматурных
элементах. Попутно она служит для проверки того, насколько каналы
свободны от грязи или раствора, засоряющих проходы, включая также
отводы для удаления воздуха.
На фиг. 8. 6 показано заполнение цементным раствором пучка из
прядей, помещенного в горизонтальный, наполненный водой короб из
плексигласа. Как видно, практически никакого смешивания не возникает.
Этот опыт показал, что к концу
нагнетания вода была вытесне-
на без остатка.
Необходимо следить за тем,
чтобы при отдельных арматур-
ных элементах удаление воз-
духа происходило у концов ар-
матуры в верхней части, для
того чтобы обеспечить запол-
нение пустот в области анке-
ровки, которые здесь большей
частью оказываются увеличен-
ными. Отверстие, в которое на-
гнетается раствор, а также от-
верстия для отвода воздуха
должны быть устроены так, что-
бы их можно было закрыть
при помощи деревянных вту-
лок, пробки или задвижки
сразу же после прекращения
нагнетания раствора. Это необходимо потому, что добавки, используемые
для вспучивания, создают небольшое давление, и порой отдельные части
арматурных элементов расположены выше, чем его концы, из-за чего
заполняющий канал раствор у концов находится под давлением.
Инъекция раствора в вертикально или наклонно расположенные арма-
турные элементы должна при всех условиях производиться снизу. Если
разность1 уровней'значительна, необходимо предусмотреть в месте подачи
. ,-ь. .2!?я!&?&Ш$и5!&':
Фиг. 8. 6. Опыт с подачей раствора под дав-
лением в канал пучка из прядей, помещенного
в наполненный водой короб из плексигласа
264
раствора задвижку, которая удерживала бы нагнетаемый раствор все
время, пока нагнетающая установка поддерживает необходимое давление.
МЪжно также производить подачу раствора через маленькую стальную
трубку и затем закрыть ее, просто сплющив конец.
При вертикальных элементах натянутой арма-
туры особенно велика опасность отслаивания воды. Поэтому их запол-
нение под давлением ?можно производить только составами безукоризнен-
ного качества, а над верхним концом элемента необходимо поместить
отстойник, для того чтобы в случае возникновения этого нежелательного
отслаивания оно происходило выше элемента натянутой арматуры. Впро-
чем, как показывают опыты А. Рениша [232], при избытке воды отслаива-
ние происходит и в промежуточных участках. Применение вспучивающих
средств, упоминаемых в 8. 1, здесь не требуется, так как столб раствора
твердеет под давлением, создаваемым собственным весом, и поэтому
никаких пустот вследствие усадки до затвердения не образуется. Поэтому
в качестве средства, увеличивающего подвижность, можно рекомендовать
например, любой пластификатор.
В заключение процесса можно еще закрыть воздуховыходящие отвер-
стия и воздействовать на раствор избыточным давлением от 6 до 8 ат.
Неоднократно наблюдалось, что при таком повышении давления через
швы трубок проступала вода, которая всасывалась окружающим бетоном,
в то время как обезвоженный раствор остается в трубках, т. е., повышая
давление, можно вытеснить еще некоторое количество избыточной воды.
Если в результате какого-нибудь производственного дефекта происхо-
дит закупоривание канала арматуры, то следует устранить пробку по воз-
можности до натяжения, например посредством расчистки или же двигая
взад и вперед арматурный элемент. В том случае, когда это не помогает,
можно достигнуть достаточно хорошего заполнения, нагнетая раствор с
обоих концов, причем воздух при этом давлении сжимается до 11п своего
объема, если п — давление нагнетания в кг/см2. Вопрос о допустимости
такой экстренной меры решает инженер, отвечающий за работу.
Однако, прежде чем применить давление выше 5 кг/см2, нужно решить,
сможет ли бетон конструкции воспринять действие возникающих при этом
усилий без повреждений. Если, например, раствор нагнетается в жестя-
ную трубку диаметром 4 см под давлением 10 кг/см2, то -на нее действует
растягивающее усилие 4 т/м. Особая осторожность должна соблюдаться,
когда вблизи мест анкеровки имеются воронкообразные расширения и
Фиг. 8. 7. При сквозных пучках, проходящих
через несколько неразрезных пролетов, устраи-
вают отверстия для нагнетания раствора в каж-
дой из наиболее низких точек и переливы во
всех наиболее повышенных точках
не предусмотрена особая арматура для восприятия давления нагнетания
в этих местах.
Если арматура состоит из больших, имеющих кривизну на нескольких
участках элементов (фиг. 8. 7), то в каждой из наиболее пониженных
точек — 1,2 — предусматривается отверстие для нагнетания раствора,
а в каждой из наиболее повышенных — 3, 4 и 5 — перелив. При строи-
тельстве небольших сооружений цементный раствор, нагнетаемый в
точке /, в точке 4 будет еще в жидком состоянии, когда второй пролет,
265
заполняемый из точки 2, также уже заполнится раствором; таким обра-
зом, в точке 4 раствор, поступивший в точках 1 и 2, смешивается и под-
нимается вверх. Для больших сооружений (начиная приблизительно от
пролетов в 50 м) рекомендуется перед нагнетанием раствора отделять
друг от друга пучки каждого пролета; для этого при установке арматур-
ных элементов заполняют раствором пространство на небольшой длине
повышенных участков. Такая перегородка служит для того, чтобы нагне-
таемый раствор не переливался преждевременно в соседний пролет. В наи-
более повышенных точках устанавливаются при этом два перелива —
справа и слева от перегородки.
8. 22. ПРИ ПОНИЖЕННОЙ ТЕМПЕРАТУРЕ
При холодной погоде надо соблюдать осторожность, а в морозные дни
по возможности вовсе не производить инъекции раствора в каналы. Надо
учитывать, что раствор сохраняет способность расширяться при промерза-
нии и после схватывания до тех пор, пока он еще не обладает достаточной
прочностью, поскольку в нем содержится свободная, химически не связан-
ная вода.
В прохладное время года (при температуре ночью не ниже +5°С)
рекомендуется применение глиноземистого цемента, который обладает
свойством схватываться еще при —4°С [232] и достигает при этом высокой
прочности.
Если обстоятельства вынуждают производить инъекцию раствора в
морозную погоду или в предположении мороза, нужно предварительно
пропустить по каналам пар 'или теплую 'воду, чтобы прогреть их и уничто-
жить наледь. После этого можно начать нагнетание раствора с темпера-
турой приблизительно 15°С. Кроме этого, следует позаботиться о том,
чтобы бетон -в течение ближайших 4—6 дней не подвергался действию
мороза.
8. 3. ИСПЫТАНИЯ РАСТВОРА, УПОТРЕБЛЯЕМОГО
ДЛЯ ИНЪЕКЦИИ
Рекомендуется подвергать раствор нижеследующим испытаниям.
1. Проба на оседание
Наполняют раствором стеклянную трубку диаметром 10 мм, длиной
60 см и закупоривают ее пробкой. Толщина слоя воды, образующегося на
поверхности, вплоть до наступления схватывания не должна превы-
шать 0,5 мм.
2. Проверка подвижности
В Швейцарии и Швеции подвижность оценивают по времени вытека-
ния раствора из конического сосуда с круглым отверстием площадью
около 1 см2. Поскольку эта проверка не позволяет выявить способность
раствора к проникновению в узкие щели, в Германии предполагают при-
менить для испытания сосуды, на дне которых устроена решетка из сталь-
ных полос толщиной 1 мм (фиг. 8. 8). Временем вытекания считается
время от отодвигания выдвижного дна и до того, как становится видимой
поперечная проволока, находящаяся в 3 см над решеткой, Приемлемое
время вытекания, повидимому, будет находиться в очень узких пределах.
3. Проба на твердение
Так как добавки влияют на начало схватывания и на дальнейшее твер-
дение, необходимо определить время, потребное для затвердевания рас-
266
I CM
Поперечная про&олона
Выпускная решетка из
листов толщиной 1мм
V
Выдби/нмое дна
/ О
С
твора при данных температурных условиях. Для этого могут быть приме-
нены обычные методы испытания цемента по DIN 1164.
41 Проверка прочности
Испытание прочности раствора при сжатии целесообразно произво-
дить на призмах 4X4X16 см по DIN 1164. Через 28 дней при темпе-
ратуре от 18—20°С прочность при сжатии должна составлять по крайней
мере 300 кг/см2. Зачастую дости-
гается прочность более 400 кг/см2.
Если в раствор внесена вспучи-
вающая добавка (алюминиевый
порошок или «Intrusion aid»),фор-
ма для призмы должна быть жест-
кой и закрыта со всех сторон, что-
бы не могли образоваться трещи-
ны от вспучивания и чтобы образо-
вание газа протекало, как в кана-
лах арматурных элементов, без
увеличения объема.
Ш Испытание на морозо-
стойкость
Затвердевший, поданный под
давлением раствор должен быть
морозостойким. По А. Ренишу
?232], это достигается в том слу-
чае, когда отношение объема сво-
бодных от воды пор к объему хи-
мически несвязанной воды выше
9%, так как при замерзании вода
увеличивается в объеме на 9%.
Йри указанных выше низких водо-
цементных отношениях это усло-
вие достигается для глиноземистого цемента уже через 48 час, а для
портландцемента Z 325 — через 4—7 дней. Согласно О. Графу, опасность
разрыва канала вследствие наличия в растворе свободной воды отпадает
при достижении минимальной кубиковой прочности 150 кг/см2. В некото-
рых случаях рекомендуется [232] произвести вторичное испытание на
морозостойкость, например по Р. Ц. Валоре, при помощи дилатометра.
—\\~- Расстояние (в свету} между
листами 2 или 3 **&
План
X
-юо
Фиг. 8. 8. Сосуд для проверки подвиж-
ности 'растворов
8. 4. ОБОРУДОВАНИЕ ДЛЯ НАГНЕТАНИЯ
Оборудование для нагнетания должно состоять из смесительного и про-
межуточного бака с мешалками, расположенных один над другим, а так-
же нагнетающего насоса с манометром. Для размешивания желательно
применять быстро вращающиеся лопасти, чтобы тонкомолотые добавки
хорошо перемешались и увлажнились. Готовую смесь пропускают через
густое сито в промежуточный бак, откуда ее можно выкачивать, пока в
верхнем баке готовится следующая порция. Благодаря этому можно про-
изводить инъекцию раствора в каналы непрерывно. Мешалка в промежу-
точном баке предохраняет раствор от расслоения во время его нагнетания.
Специальные турбомешалки или дисперсионные устройства, согласно
опытам К. Вальца, пока не обнаружили никаких преимуществ. Они нужда-
ются в охлаждении, чтобы быстро нагревающийся раствор не схватывался
слишком рано. В отношении оседания и подвижности они также не дали
существенного улучшения.
267
Приведенные в начале главы соображения и опытные данные говорят
в пользу применения насосов, при помощи которых раствор подается
почти без давления. Компрессорные установки, которые под высоким дав-
лением сразу нагнетают раствор в каналы, непригодны. При изготовлении
Фиг. 8.9. Общий вид установки для нагнетания раствора с ме-
шалкой и чтаршвавым «асосом системы BBR в процессе запол-
нения каналов балки (США)
бетона по способу «препакт» хорошие результаты дали простые или двой-
ные поршневые насосы с шаровыми клапанами. В Германии в последнее
время предпочитают пользоваться диафрагмовыми насосами, какие обычно
употребляются для малярных работ.
Для диафрагмы рекомендуется проч-
ный и стойкий «вульколан» («Vulcol-
lan»).
На фиг. 8. 9 изображена установ-
ка для нагнетания раствора с порш-
невым насосом, применявшаяся фир-
мой IBBR в Цюрихе. На этой основе
была разработана установка фирмы
«Зайберт-Штиннес» (Мюльгейм-Рур)
(фиг. 8. 10), которая снабжена мощ-
ным диафрагмовым насосом и имеет
обычное для мешалок расположение
мотора. Оба бака здесь помещаются
так низко, что засыпка цемента и до-
бавок производится без труда. Дно в
л п 4Л тт баках наклонное, чтобы облегчить их
Фиг. 8. 10. Установка для .нагнетания пиигтклт Нпттпмрп vrTawaRflHRaeTCfl
раствора с мешалкой и диафтэагменным очистку. Ьодомер устанавливается
насосом фирмы «Зайберт-Штиннес» над верхним баком. При инъекции в
268
каналы малых размеров пользуются ручным насосом, для больших —
целесообразно применять моторный привод.
В последнее время получены хорошие результаты также при работе
с мешалкой «Колькрит» и присоединенным к ней насосом «Кольмоно-
помпа».
В случае необходимости можно также перемешивать раствор вручную
в любом пригодном для-этого сосуде и нагнетать его диафрагмовым насо-
Фиг. 8. 11, Диафрагмовый насос небольших размеров для нагнетания
раствора, изготовленный фирмой «Аппаратенбау Jleipx» в Эрлангене.
Перемешивание раствора вручную здесь применено как вспомогатель-
ная мера и, как правило, не должно допускаться
сом фирмы «Аппаратенбау Лерх» (Зрланген) (фиг. 8. 11). Бели при этом
смешивание произведено недостаточно хорошо, цемент оседает, а раствор,
отобранный сверху, становится слишком водянистым, отчего в дальней-
шем вода в канале будет отслаиваться. Эта опасность заставляет насто-
ятельно рекомендовать применение механических мешалок.
Глава 9
9. ПЕРЕДАЧА УСИЛИЙ ОБЖАТИЯ
9. 1. ПЕРЕДАЧА УСИЛИЙ ОБЖАТИЯ ПРИ РАЗДЕЛЬНЫХ
АРМАТУРНЫХ ЭЛЕМЕНТАХ
9. П. ОБЖАТИЕ ОДИНОЧНОЙ ЦЕНТРАЛЬНО ПРИЛОЖЕННОЙ СИЛОЙ
Рассмотрим сначала случай обжатия при помощи одиночного арматур-
ного элемента, действующего с усилием V перпендикулярно торцу бетон-
ной призмы высотой а и шириной 6 = 1.
Размеры анкерной плиты: по высоте а', а по ширине Ь = 1 (фиг. 9. 1).
Обжатие за участком определенной длины распределяется в бетонной
призме равномерно. Уже Мёрш [6] указывал, что длина этого участка
может быть принята равной / = а. Это было подтверждено исследова-
ниями напряжений оптическим методом, проведенным М. Тезаром [16].
о,-
в„_„=-?-
Фиг. 9. 1. Приблизительное (распределение и очертание силовых линий
на участке передачи усилия от одиночного арматурного элемента
Как показали эти исследования, силовые линии на участке передачи
силы представляют собой кривые с переменным направлением кривизны
(фиг. 9. 1), причем вначале кривые обращены выпуклостями внутрь эле-
мента, а затем наружу. На тех участках, где кривые силовых линий обра-
щены выпуклостями друг к другу, возникают поперечные сжимающие
напряжения, действующие непосредственно за анкерной плитой. На
участке, где кривизна силовых линий меняет знак, развиваются направлен-
ные наружу боковые усилия и соответствующие им поперечные растяги-
вающие напряжения, которые принято называть раскалывающими напря-
жениями.
270
Мёрш [6] определяет суммарную величину раскалывающего усилия по
простой приближенной формуле:
z_ У(д —д').
4а
Если принять параболическое очертание эпюры напряжений, то наи-
большее раскалывающее напряжение будет
1.5Z
Однако мы предпочитаем исходить в данном случае из капитальных и
направленных исследований Гюйона ([125], гл. 6). Если обозначить по-
перечно направленные напряжения через ау, то по результатам этих ис-
следований для определенного отноше-
ния о!\а, можно получить представлен- *
ную на фиг. 9. 2 эпюру поперечных на-
пряжений, действующих в срединной
плоскости призмы, у^О. Верхняя пло-
щадь эпюры с положительным знаком
дает суммврную величину раскалываю-
щего усилия м^ Ь — \. Если известно
очертание эпюры, то можно получить
сечение поперечной ненатянутой арма-
туры, которая должна быть установле-
на за анкерной плитой, и данные для ее
правильного размещения по отношению
к торцовой поверхности элемента.
Как легко можно видеть (фиг. 9. 1),
очертание эпюры а^зависит от отношения
alia. Кривизна силовых линий становит-
ся тем меньше и вместе с ней соответ-
ственно раскалывающие силы — тем
меньше, чем больше размеры анкерной
плиты или отношение а'/а. Гюйон приводит кривые напряжений ау для
различного отношения а 1а в долях равномерно распределенного сжимаю-
щего напряжения ах = —т (фиг. 9. 3). При очень малой анкерной плите
0.5 о
Фиг. 9. 2. Эпюра поперечных напря-
жений оу в сечении а/2 для опреде-
ленного отношения а'/а
О 0,1 0,2 0,3 0^ 0,5 0.6 0,7. 0,8 0Л9 1fia
Фиг. 9. 3. Кривые (напряжений + а (поперечное растяжение) для разных
отношений о!/а как функция от ах = ~^ для 6 = 1 (по Гюйону)
271
(а'/а-*0) раскалывающее напряжение приближается, таким образом к
половине величины продольного напряжения ах, причем максимальная
точка располагается сразу за анкерной плитой приблизительно на рас-
стоянии а/6 от нее. Если а! вдвое меньше а, раскалывающее напряжение
уменьшается примерно до lU о^, и максимум при этом будет на рас-
стоянии а/2 от плиты. Различия в размерах площадей, ограниченных кри-
выми (jj,,' показывают также, как уменьшается суммарная раскалывающая
сила по мере роста а'/а. Таким образом, при малом а'/а установку арма-
туры, предназначенной воспринимать раскалывающие напряжения, сле-
45*
0 1
0.2
8t3 0t4 0,5 0,6
а'/а
0.7
0,д 0,9
10
Фиг. 9. 4. Величина раскалывающей силы, выраженная в долях V,
"я с наиболь
(по Гюйону)
и местоположение сечения с наибольшим напряжением а маКс
дует начинать у самой анкерной плиты и располагать в несколько рядов,
в то время как при —^ 0,5 в большинстве случаев можно обойтись одним
рядом арматуры на расстоянии примерно а/2 от анкерной плиты.
Для облегчения расчета и выбора расположения этой арматуры можно
пользоваться графиком фиг. 9. 4, где в зависимости от а'/а приведены
кривые величин раскалывающего усилия в долях от силы обжатия V и
расстояния от сечения с наибольшим раскалывающим напряжением (в
долях а) до торца элемента.
В результате исследования напряжений оптическим методом были по-
лучены кривые равных поперечных напряжений сг так называемые изо-
бары, которые представлены на фиг. 9. 5 для различного отношения а'/а
Фиг. 9.5. Изобары ау (кривые равных поперечных напряжений) для различных
отношений а'/а. Зоны сжатия заштрихованы. Нанесены значения~~ ^У~~
(по Гюйону)
272
Зоны поперечного сжатия заштрихованы; кривая 0,2 означает, что по ее
контуру действуют поперечные растягивающие напряжения 0^ = 0,2 с?^.
В непосредственной близости от анкерной плиты, в наружных углах бе-
тонного элемента, возникают поперечные растягивающие напряжения,
превышающие по величине раскалывающие напряжения. Как показывают
П О
п
1Г
л
Фиг. 9. 6. Целесообразное размещение поперечной арма-
де §
туры под анкерной плитой с ~=0,1
опыты, эти углы часто откалываются по границе области растягивающих
напряжений. Целесообразно поэтому устраивать на этих углах скосы, на-
чиная от краев анкерной плиты.
При ровных торцах без скосов для защиты наружных углов необхо-
димо усилить их поперечной арматурой, расположенной непосредственно
Полухамцтики для
, армирования угла
Фиг. 9.1. Целесообразное размещение вертикальной арматуры при
а'
анкерной плите с -—=0,5 и с армированием углов. При скошен-
ных углах надобность в последнем отпадает
за анкерной плитой, и продольной арматурой по наиболее удаленным
граням. Эта арматура должна устанавливаться независимо от арматуры,
предназначенной воспринимать раскалывающие напряжения (фиг. 9.4).
Йа фиг. 9. 6 и 9. 7 приведены примеры целесообразного армирования при
анкерных плитах разного размера. При этом рассматривается только
S8 - 3206
273
арматура по высоте сечения. Потребность в горизонтальной арматуре, рас-
положенной перпендикулярно плоскости изгиба, зависит от того, является
ли анкерная плита более узкой, чем ширина бетонного элемента. В этом
случае возникают раскалывающие напряжения и в горизонтальных сече-
ниях, Вместо отношения аЧа, однако, вводится отношение У/b. На фиг.
9. 8 приведена схема армирования, применяемая во Франции для защитьв
от раскалывания при анкерных устройствах системы Фрейсине.
Фиг. 9. 8. Армирование против раскалывания, применяемое.
во Франции при анкерных устройствах Фрейсине (по
Гюйону)
9. 12. ОБЖАТИЕ ОДИНОЧНОЙ ВНЕЦЕНТРЕННО ПРИЛОЖЕННОЙ СИЛОЙ
Если ось арматурного элемента не совпадет с центральной линией бе-
тонного бруса с сечением a\Xb, то за участком передачи силы а возни-
кающие напряжения сжатия g1x распределяются по закону трапеции
(фиг. 9. 9).
Фиг. 9. 9. При внецентренном приложении одиночного
усилия от натяжения арматуры кривые сжатия рас-
полагаются несимметрично в соответствии с трапе-
цоидальным очертанием эпюры напряжений ох
Гюйон доказывает, что будет достаточно надежно, если раскалываю-
щая сила вычисляется для центрально обжатой призмы с размерами
aXb, причем а/2 соответствует меньшему расстоянию от края. При этом
принимается, что сх = —т распределяется равномерно. В неблагоприятном
274
при заменяющей призме
Действительное &у
случае, когда— =0 (сосредоточенная сила),и при эксцентриситете около
<2i/8, т. е. при a^-j1, исследование напряжении оптическим методом пока-
зало, что кривая ау имеет очертание, показанное на фиг. 9. 10. Для срав-
нения пунктиром там же нанесена прибли-
женная кривая• ffj, дЬя центрально нагру- ^ wo, ... м^ш!»,^*^
женной призмы аЪ, отнесенная к <jx=—j-. °^^\
Даже в наиболее неблагоприятном случае, Ц2ох
когда — = 0, величина, полученная прибли- о
женным путем, лишь незначительно откло-
няется от фактической величины раскалы-
вающей силы. На фиг. 9. 11 приведены
изобары а при сосредоточенной нагрузке Фиг. 9. 10. Сравнение фактических
3 величин а ^ полученных оптическим
для эксцентриситетов щ/S и ^-аьа также методом, с данными приближенного
6 расчета для центрально сжатой
для анкерной плиты с а' = j, Поставлен-
ные у кривых числа представляют собой
отношение <*у/с1ху причем предполагается,
что aix распределяется по всему сечению a,\Xb равномерно, т. е. а1х =
= ;Га<^"~а> отсюда понятны более высокие значения коэффициентов по
сравнению с приведенными выше (фиг. 9.3 и 9. 5).
призмы с высотой а (ау ) при
а"
-~-^0 (по Гюйону)
0,75 0Л50
0,(45
Фиг. 9. 11. Изобары для oyjax, подобные фиг. 9. 5; см. также текст (по Гюйону)
9. 13. ОБЖАТИЕ НЕСКОЛЬКИМИ СИЛАМИ, РАСПОЛОЖЕННЫМИ РЯДОМ
Исходя из первого случая, бруса с шириной & = 1, к которой прило-
жена сила V, мы можем определить сечение поперечной арматуры при
нескольких рядом расположенных арматурных элементах, заанкеренных
на торце широкой плиты. В продольном сечении все отношения останутся
неизменными (фиг. 9.1—9.4). При рассмотрении бруса в плане (фиг.
9: 12) может показаться, что противоположные по направлению раскалы-
вающие усилия от обжатия, вызванного соседними арматурными эле-
ментами, взаимно уничтожаются; однако наружные боковые силы, дей-
ствующие у граней, остаются. За средними анкерными плитами также
действуют поперечные растягивающие напряжения; однако рядом с зоной
поперечных растягивающих напряжений возникает компенсирующая их
18*
275
зона поперечных сжимающих напряжений. Целесообразно в данном слу-
чае устанавливать поперечную сквозную арматуру по всей ширине плиты
или, что предпочтительнее, создать в плите поперечное обжатие. Вели-
чину раскалывающей силы и ее приложение можно найти по той же
фиг. 9. 4, причем здесь вместо аЦа войдет отношение b'/b.
ЦЬа!
S3
ft лап
.ь —
^>. i*rV
ш
-1—*~
Продольный
разрез
•—- а —-
_-*А—
Фиг. 9. 12. Если в плане расположено рядом не-
сколько напряженных элементов с Ъ'<Ь, то необхо-
дима сквозная поперечная арматура или предвари-
тельное напряжение в поперечном направлении
в. 14. ОБЖАТИЕ НЕСКОЛЬКИМИ СИЛАМИ, ПРИЛОЖЕННЫМИ ОДНА
НАД ДРУГОЙ ПО ВЫСОТЕ СЕЧЕНИЯ
Если на торцовой поверхности располагается друг над другом два или
большее число арматурных элементов натянутой арматуры (фиг. 9. 13), то
при осевом обжатии бруса раскалывающая сила определяется по фиг. 9. 4,
причем в отношении а/а подставляется частичная высота а= -*, приходя-
щаяся на одну анкерную плиту. Поперечная арматура, рассчитанная для
одного арматурного элемента, устанавливается сквозная по всей высоте
бетонного бруса.
При п приложенных внецентренио, раз-
мещенных друг над другом арматурных эле-
ментах отношение а!\а для определения рас-
калывающей силы получают разделением
полученной трапецоидальной эпюры напря-
жений ах на п равновеликих участков
(фиг. 9. 14). При этом отношения a'/ciu
a'\a<i и т. д. будут различными. Точнее —
надо было бы в качестве а\ подставить удво-
енное нижнее расстояние до оси приложе-
ния нижней силы, как показано на фиг. 9. 9.
В указанном случае внизу раскалывающие
силы меньше, чем вверху. Однако попереч-
ную арматуру, рассчитываемую по отноше-
нию a fa, принимают одинаковой по всей вы-
соте бетонного бруса.
Сравнивая изобары для ау9 приведенные
на фиг. 9. 15, а, б, в (по Гюйону), можно
видеть, как уменьшаются поперечные растя-
гивающие напряжения, если силы обжатия
распределены по торцу сечения. Если сосредоточенные силы приложены
только в двух из четырех равно удаленных по высоте точках, то наи-
большее поперечное растягивающее напряжение ^ = 0,5^. Если распре-
делить силы обжатия, приложив нагрузку в четырех, равно отстоящих
Фиг. 9. 13. Два арматурных
элемента, симметрично рас-
положенных один над дру-
гим, дают в сумме централь-
ное приложение силы. Рас-
калывающая сила рассчиты-
вается
для призмы а ¦
(по Гюйону)
276
друг от друга точках, то ау упадет до 0,36 ах. Если, наконец, вместо
сосредоточенного приложения нагрузки применить две анкерные плиты с
0<= —, то а составляет только 0,18 сх.
4
Все вышесказанное применимо в случаях, когда каждый арматурный
элемент проходит через центр тяжести своего участка эпюры ах. Воз-
можно, однако, что дра или больше (п) арматурных элементов будут уста-
Фиг. 9. 14. Внецентренное приложение усилий, пе-
редаваемых тремя арматурными элементами; за-
меняющие призмы получены путем деления пло-
щади трапецоидальной эпюры на три равнове-
ликие части (по Гюйону)
новлены так, что они расположатся вне центров тяжести участков эпюры
ах, разделенной на п частей с равновеликой площадью. Тогда, помимо
первичных раскалывающих напряжений, возникают еще дополнительные
поперечные сжимающие или растягивающие напряжения, которые легче
всего представить себе, проследив за очертанием силовых линий. На
фиг. 9. 16 представлен случай, когда силы обжатия смещены относи-
Фиг. 9. 15. Сравнение изобар при разном распределении приложенных сил (по Гюйону)
—?- отнесено к ох = -~г
ах
тельно центров тяжести в сторону оси бруса и расположены симметрично
по отношению к ней. Очертание силовых линий вначале свидетельствует
о наличии поперечно направленных сжимающих напряжений; кривые
затем изгибаются так, что приводят к появлению направленных наружу
боковых сил и тем самым поперечно направленных растягивающих напря-
жений. Это подтверждается соответствующими изобарами (фиг. 9. 17).
Непосредственно за местом приложения сосредоточенных сил обжатия
277
действуют местные раскалывающие силы, которые можно определить,
пользуясь графиком, приведенным на фиг. 9. 4, по заменяющей призме
высотой а/4 (фиг. 9. 16) для силы V; при этом для данного случая полу-
чаются завышенные значения напряжений.
[Поиэма для первого участка
\раскалыбс(ющих сил
Фиг. 9. 16. Элементы натягиваемой арматуры
смещены во внутреннюю сторону по отноше-
нию к центрам тяжести соответствующих участ-
ков эпюре*
Фиг, 9. 17. Изобары к фиг. 9. 16,
показывающие, что сначала воз-
никают раскалывающие силы от
непосредственного воздействия
анкерной плиты, а затем раска-
лывающие силы, связанные со
смещением сил обжатия по от-
ношению к центрам тяжести со-
ответствующих участков эпюры
ох. Здесь оу отнесено к ох •
(по Гюйону)
~аЪ
Однако большие раскалывающие на-
пряжения возникают за пределами этой
заменяющей призмы. Их можно вычислить
по большой призме с размерами а и а'=
3
= -^-а для НУ по графику фиг. 9. 4.
Если силы обжатия приложены со смещением в наружные стороны от
центров тяжести участков, на которые делятся эпюры ах (фиг. 9. 18), то
силовые линии сначала обращены выпуклостями наружу, в связи с чем
вблизи торцовой поверхности возникают поперечно направленные растя-
- Призма для первого участка
раскалывающих усилий
ab
Фиг. 9. 18. Элементы натягиваемой арма-
туры смещены в наружные стороны по от-
ношению к центрам тяжести соответствую-
щих участков эпюры °х . Изменение ау вдоль
оси на высоте а/2 (подсчитано по Сиверсу
[158])
Фиг. 9. 19. Изобары к
фиг. 9. 18. Здесь оу , от-
несено к ох =
(по Гюйону)
аЬ
гивающие напряжения. В дальнейшем эти напряжения меняют знак на
обратный.
Наличие этих поперечных напряжений подтверждается изобарами, по-
лученными путем оптического метода (фиг. 9. 19); величина напряжений
должна быть тем больше, чем ближе к наружным прядям расположены
278
силы обжатия. Напряжения ау можно вычислить, исходя из расчета пла-
стинки, нагруженной по одному из краев сосредоточенными силами V,
а по другому — равномерно распределенными напряжениями ах. По при-
ближенной формуле Сиверса [158] поперечные растягивающие напряжения
равны ;
Ъ
—-(1— 2,5?])е 1
Ьа2
2х
где ?/=—; очертание эпюры по средней оси дано на фиг. 9. 18.
а
Наибольшее растягивающее напряжение на левом крае при этом будет
32 Vm
^.Умакс
Ьа2
где т — эксцентриситет силы V по отношению к средней линии соответ-
ствующего участка эпюры ах (линия а/4).
Величины поперечных сжимающих напряжений нас мало интересуют,
так как они не достигают опасных размеров и не вызывают необходимости
в специальном армировании, а наличие этих напряжений оказывает
только благоприятное влияние, например противодействуя поперечным
силам.
Следует обратить внимание на то, что непосредственно за анкерными
плитами снова проявляется действие раскалывающих усилий, которые
можно вычислить, пользуясь данными, приведенными в 9. 12, принимая
расчетную высоту заменяющей призмы а/4. Как показано на фиг. 9. 18,
Е 1/
коэффициенты av (фиг. 9, 19) отнесены к напряжению ах= , распреде-
ли
ленному по всему сечению бетонного элемента, и являются здесь поэтому
Шлее высокими, чем приведенные на фиг. 9. 5. На последних фигурах
предполагаются сосредоточенные силы обжатия. При определении рас-
калывающих сил следует, разумеется, учитывать отношения а!\а, опреде-
ляемые из размеров анкерной плиты.
9. 15. ОБЖАТИЕ НАКЛОННО НАПРАВЛЕННЫМИ СИЛАМИ
Если сила обжатия приложена к анкеру с наклоном, величину раска-
лывающего усилия можно получить из составляющей VH параллельно оси
балки, как это изложено
в предыдущих парагра-
фах. Вертикальная со-
Vva
Фиг. 9.20. Центрально приложенная под углом
•сила обжатия создает наряду с нормальными на-
пряжениями также напряжения изгиба и сдвига
(рассматривается только усилие обжатия без g
или р)
Фиг. 9. 21. Изостаты
при наклоне силы 1:10,
полученные оптиче-
ским методом (по
Гюйону)
279
ставляющая Vv создает напряжения изгиба ахВ и напряжения сдвигах*
которые распределяются по сечению за участком передачи силы обжатия
так, как показано на фиг. 9. 20, если только составляющей V vne противо-
стоит действующая уже в пределах участка а опорная реакция.
Фиг. 9. 21 изображает полученные оптическим методом наклонные изо-
а*
статы в призме, к которой приложена сосредоточенная ( — ~0) сила об-
а
обжатия с наклоном 1 : 10.
Из рассмотрения фиг. 9. 22 следует, что наклон силы в 1:10 не оказы-
вает почти никакого влияния на очертание изобар и, следовательно, на
6У л 2vn
~ dn*OJ*—-
6* * at
Фиг. 9. 22. Изобары к фиг. 9. 21 пока-
зывают, что наклон 1:10 не оказывает
заметного влияния на величины на-
пряжений о (по Гюйону)
Фиг. 9. 23. Сравнение изобар при горизон-
тальном и при наклонном приложении силы
не показывает почти никаких различий (по
Гюйону)
величину и распределение раскалывающих сил. Несмотря на наклон силы
обжатия, изобары сохраняют почти симметричное положение по отноше-
нию к оси призмы. На фиг. 9. 23 представлены изобары при двух силах
обжатия, одна из которых имеет наклон 1:10. И здесь видно, что неболь-
шой наклон почти не влияет на величину и характер раскалывающих
усилий.
Поскольку на практике редко приходится иметь дело с наклоном, пре-
вышающим 1:10, можно в этих случаях определять величины раскалываю-
щих условий по правилам, принятым для сил обжатия, приложенных
параллельно продольной оси элемента, и устанавливать поперечную арма-
туру под прямым углом к этой оси.
9. 2. ПЕРЕДАЧА УСИЛИЙ ОБЖАТИЯ ПРИ СОСТАВНЫХ
АРМАТУРНЫХ ЭЛЕМЕНТАХ
Составные арматурные элементы применяются тогда, когда требуется
применить большие силы натяжения. Для анкеровки мощных пучков
пользуются преимущественно петлями или заделкой концов проволок в
блоках со спиральной арматурой и другими приспособлениями.
9. 21. АНКЕРНОЕ УСТРОЙСТВО СО СПИРАЛЬНОЙ АРМАТУРОЙ
Начнем с рассмотрения глухих анкерных устройств, не расположенных
непосредственно у шва для натяжения. При анкерных устройствах со спи-
ральной арматурой сила обжатия передается на бетон в области обмотки.
280
На основании сказанного выше о напряжениях под анкерными плитами-
можно легко представить, что и пр-и таких глухих анкерах силовой поток
будет распространяться лучеобразно. Вследствие изменения направления
траекторий сжатия здесь возникают поперечно направленные растяги-
вающие напряжения, величина которых, как известно, зависит от отно-
шения площади анкерной плиты к
площади торца бетонного элемен-
та. Таким образом, расчет необхо-
димой поперечной арматуры вну-'
три участка передачи силы для
анкерных устройств этого типа
можно производить по 9. 1, причем
вместо о! можно подставить уве-
личенный в ,1,2 раза наружный
диаметр обмотки, поскольку часть
силового потока ответвляется уже
в пределах длины обмотки W. На-
чало передачи силы принимается
примерно на расстоянии 0,4 W от
конца обмотки (фиг. 9. 24).
Впереди анкерного устройства
должно находиться минимальное
количество бетона, связанного с
остальной частью элемента при
помощи умеренного количества арматуры. Если анкерное устройство рас-
полагается в средней части элемента, то впереди анкера возникают значи-
тельные продольные растягивающие напряжения, особенности которых
рассмотрены ниже (фиг. 10. 14).
Фиг. 9. 24. При анкеровке с обмоткой
определение раскалывающих сил произ-
водится с учетом величин, приведенных
на данной схеме
9. 22. АНКЕРНЫЕ ПЕТЛИ
При анкеровке петлями сила натяжения передается элементу через-
давление по контуру петли благодаря трению натянутой проволоки о-
бетон (фиг. 9. 25), а также — при забетонированных петлях — через.
Фиг. 9.25. Схема усилий в петлевом
анкере
Т» касательная
сила трения
V*Z1
Радиальная
поперечное
давление 6Г'
Фиг. 9. 26. В результате трения
между арматурным элементом и
бетоном сила VK а вместе с тем и
аг быстро уменьшаются
сцепление. Напряженное состояние бетона внутри петли зависит от отно-
шения высоты петли к высоте анкерного блока, от кривизны петли, от
числа слоев проволок или прядей и от характера конструкции. Если необ-
ходимо заанкеровать большое количество проволок, то лучше до начала
28В
загиба петли развести концы проволок пучка по высоте блока, для того
чтобы усилие распределялось по возможно более широкой полосе
бетона небольшим числом слоев проволок.
Если бы проволоки петли радиуса г могли свободно скользить по
поверхности блока, тогда радиальное давление (давление на контуре)
проволоки с диаметром D в одном слое было бы
V Fv av
о\ = -
rD
rD
Без трения
¦ С трением
Со сцеплением
Фиг. 9. 27. Различные положения равнодей-
ствующей сил натяжения в петле в зависи-
мости' от того, действует ли при этом
трение или сцепление
(фиг. 9. 26). При двух или трех расположенных друг за другом слоях
давление было бы в 2—3 раза больше.
Если принять, что коэффициент трения проволоки о бетон \i = 0,5,
то напряжение в арматуре петли уже после участка загиба, соответствую-
щего углу в 79°, уменьшится наполовину.
У непосредственно забетонированных петель в зависимости от вида
сцепления между проволокой и бетоном к радиальному давлению при-
бавляется еще тангенциальное усилие сцепления, которое, начиная от
точки отгиба петли, быстро снижает силу натяжения, что способствует
анкеровке. Надо учитывать, что
при высоком напряжении армату-
ры сцепление у начала забетони-
рованной петли на коротком участ-
ке нарушается. Сила натяжения
одновременно уменьшается вслед-
ствие трения, так что на опреде-
ленном расстоянии от этого места
сцепление с бетоном сохраняется.
Когда арматура состоит из витых
прядей или из проволок периоди-
ческого профиля, то передача или
анкеровка силы натяжения сосре-
доточивается на коротком участке,
что безопасно для конструкции
только при действии сил незначительной величины.
Поэтому при мощных пучках рекомендуется применять такое устрой-
ство, при котором проволока имела бы возможность свободно проскаль-
зывать в пределах петли, — путем, например, продления за блок трубок
листовой стали, чтобы анкерная сила передавалась на блок примерно
по биссектрисам углов, соответствующих половине петли. Вследствие тре-
ния направление равнодействующей анкерной силы становится более кру-
тым и перемещается кнаружи (фиг. 9. 27). Если в петле сохранено сцепле-
ние, то равнодействующая окажется еще круче и расположится вблизи
начала отгиба петли или же начала участка сцепления.
Проволока в средней точке петли может при этом оказаться несколько
напряженной. Поперечно направленные составляющие анкерной силы
становятся столь малыми, что на тыльной стороне петли могут возник-
нуть поперечные растягивающие напряжения, которые могут быть опре-
делены на основе расчетных соображений, приведенных выше (фиг. 9. 18
•и 9. 19).
На положение равнодействующей можно влиять путем соответствую-
щих конструктивных мер, насколько нужно уменьшая различными ме-
рами трение. Достигаемая таким путем приблизительно радиальная пере-
дача силы натяжения при значительной составляющей, действующей в
поперечном направлении, бывает желательна, например, при анкеровке
петлями внутри бетонных плит дорожных покрытий.
282
Минимум
Разведенные
- петли
ftp у (л ой участок
передачи с иль*
в анкевоО*(е
Если предпочитают более дешевый способ анкеровки петель путем их
забётонировки, то возникновение сцепления у начала отгиба можно пред-
отвратить, применяя покрытие проволок на этом участке битумом, для
того чтобы трение несколько снизило здесь силу натяжения; это дало бы
возможность рассчитывать, что прочность сцепления дальше не будет
превзойдена.
Если перед началом f отгиба петли развести
проволоки пучка не только по высоте, но и по
ширине, то.каждый слой может быть забетониро-
ван отдельно (фиг. 9. 28). При этом минимальное
расстояние между слоями проволок должно быть
•6—10 см, для того чтобы можно было уложить
бетонную смесь.
Положение обеих равнодействующих половин
петли оказывает влияние на ненатянутую армату-
ру или на добавочную предварительно напряжен-
ную арматуру, устанавливаемую для обеспечения
передачи силы. Прежде всего возникают верти-
кальные поперечные растягивающие напряжения
(раскалывающие усилия), которые, как показано
в1Э. 11, зависят от отношения высоты петли к вы-
соте бетонного элемента. Соответствующую вер-
тикальную арматуру для восприятия раскалываю-
щих усилий надо распределить в области действия
радиальных давлений аг или в области передачи
силы натяжения.
Когда анкерная сила направлена круто, эта
арматура должна преимущественно располагать-
ся снаружи у начала петли (фиг. 9. 29), при боль-
шем наклоне равнодействующей поперечную арматуру распространяют
на весь участок изгиба петли (фиг. 9. 30). Во избежание сосредо-
точенного действия анкерных сил в петлях в результате сцепления их
Фиг. 9. 28. Петли пучков,
разведенные горизонталь-
но или вертикально для
получения в каждом слое
хорошего сцепления с бе-
тоном. Последствия: кру-
тое направление сил от
арматуры на участке пе-
редачи силы
Дрматура для
васпримятия изгиба
ПодЗесни
^ /» Ъ ""^ вертикальное армирование
против раскапывания
Капуж из пробельной стала
Вертикальное армирование
против раскалывания
Кожух из кровельной стали
Фиг. 9. 29. Схема расположения арма-
туры при забетонированной петле со
сцеплением
Фиг. 9. 30. Схема расположения арма-
туры при петле с устройством для
скольжения
с бетоном петлю целиком помещают в кожух из листовой стали, который
заполняют раствором под давлением после натяжения (фиг. 9. 31).
Участки бетона, лежащие позади петли, лучше всего соединить с бетон-
ным элементом при помощи арматуры, расположенной в направлении
равнодействующей. Растягивающие напряжения изгиба, возникающие у
торцов, должна воспринимать расположенная здесь поперечная арматура.
283
Можно также прижать лежащие снаружи части бетонного элемента
к ядру петли при помощи дополнительной натянутой арматуры.
Когда две петли помещаются рядом, в бетоне между ними возникает
растягивающее усилие в поперечном направлении, которое требует уста-
Фиг. 9. 31. Общий вид устройства для скольжения ан-
керной петли, осуществленное путем ее размещения в
кожухе из листовой стали (способ Баура-Леонгардта)
новки поперечной арматуры против раскалывания непосредственно под
или над петлей, если только не будет применена дополнительная натя-
нутая арматура (фиг. 9. 32).
Поперечное обжатие
Поперечное растяжение? или "Роста арматура
Фиг. 9. 32. Опорный блок с двумя рядом рас-
положенными петлями целесообразно подверг-
нуть обжатию в поперечном направлении при
помощи сквозной натянутой арматуры
9. 23. НАТЯЖНЫЕ БЛОКИ
В способе Баура-Леонгардта применяются свободно уложенные анкер-
ные петли на так называемых натяжных блоках, которые для натяжения
пучка перемещаются домкратами (фиг. 3. 15 и 4. 33). При этом петли
проволок большей частью распределяют по всей высоте натяжного бетон-
ного блока, так что вертикальные раскалывающие силы не возникают.
Тем не менее необходимо установить вертикальную арматуру непосред-
ственно у тыльной поверхности натяжного блока (фиг. 9. 33), так как
иначе вследствие давления наружных петель проволоки верхний и нижний
284
края натяжного блока могут быть срезаны. Стержни должны по возмож-
ности захватывать и наружный угол и не нуждаются в покрытии защит-
ным слоем бетона, поскольку в дальнейшем натяжной блок обетонируется
целиком.
Напряжения, возникающие в таких натяжных блоках, проще всего
определить графическим построением линии давления, образуемой в ре-
зультате совместного действия радиальных боковых сил петли, тангенци-
альных сил трения проволок о тыльную поверхность натяжного блока и
9дс/ге пат/чтения^
щэмагпура.
Поберхчость скольжения
Гладкая поверхность бетомг
смазана маспом
Фиг. 9.33. Установка вертикальной арматуры в
натяжном блоке для защиты краев блока от
скалывания
усилия, передаваемого домкратом (фиг. 9. 34). На очертание линии дав-
ления можно влиять не только путем изменения формы натяжного блока,
но также меняя величину коэффициента трения и положение домкратов!
1рение можно уменьшить, установив у начала отгиба петли гладкую под-
кладку из твердой листовой стали. Очертание линии давления оказы-
вается тем благоприятнее, чем меньше трение, чем дальше кнаружи
отодвинуты домкраты и чем больше расстояние от площадки давления
домкрата до точки соприкосновения блока с петлей. Если эти величины
выбраны неудачно, тогда линия давления может выйти за пределы попе-
речного сечения натяжного блока, что приведет к значительным растяги-
вающим напряжениям на наружной поверхности бетона. Хотя трещины
здесь не вызывают опасений, так как позже они должны быть забетони-
рованы, и весь пучок играет роль арматуры тыльной поверхности блока,
все же предпочтительно, чтобы линии давления проходили внутри блока.
Смещение домкратов к наружному краю ограничивается тем, что при
образовании окончательного опирания на конструкцию после натяжения
анкерный блок преимущественно опирают именно на этот угол, для чего
около домкратов должно предусматриваться достаточно широкое бетонное
ребро. Напряжения в натяжном блоке должны определяться также для
этого окончательного периода, передачи сил натяжения после удаления
домкратов.
Уменьшение трения на тыльной поверхности натяжного блока снижает
также напряжения сцепления в углу натяжного блока; этот угол нужно
тщательно укрепить арматурой. Наконец, следует подсчитать, находится
285
а)
После натяжения
Кому я,
из аистовой стш?&
во бремя натяжения
Коэффициент трения 20в/0 /#
Фиг. 9. 34. Построение линии давления усилий, действующих
в натяжном блоке в процессе натяжения и после натяжения
Силовые многоугольники к фиг. 9. 34
287
.ли поперечное сжимающее напряжение натяжного блока на площадке
опоры домкратов в допустимых границах. Этими напряжениями перекры-
ваются горизонтальные раскалывающие силы, возникающие от приложе-
ния домкратов, так что натяжной блок не нуждается в горизонтальной
арматуре против раскалывающих сил, несмотря на приложенные в отдель-
Продольный разрез
по оси натяжного блока хо^оль
Фиг. 9.35. Армирование натяжного блока по способу Баура-Леонгардта
ных участках поверхности силы домкратов. Обычная арматура натяжного
блока (фиг. 9. 35) состоит преимущественно из вертикальных стержней и
арматуры в углах, так как в горизонтальной плоскости везде господ-
ствуют сжимающие напряжения.
Арматура для натяжного блока с двойной петлей изображена на
фиг, 3. 13.
288
9. 3. ПЕРЕДАЧА СИЛ ОБЖАТИЯ В ЭЛЕМЕНТАХ
БОЛЬШИХ РАЗМЕРОВ
Когда создается обжатие несущих конструкций относительно большого
размера, анкерные устройства располагаются большей частью у осей
главных балок, в то время как в промежуточных плитах или в высту-
пающих участках свесов не зака&чивается ни один из арматурных элемен-
тов или заканчиваются очень немногие. При этом следует позаботиться
о том, чтобы действие значительных сил обжатия распределялось на все
сечение конструкции и чтобы вблизи точек приложения сил не возникали
vi
'¦^^^ум^^шум^/^ш^^^Щ^
Фиг. 9.36. Конструкция ребристого перекрытия с рас-
положением арматурных элементов в главных балках.
Траектории напряжений и целесообразное размещение
арматуры на участке передачи силы
трещины от местных растягивающих напряжений (фиг. 9, 36). Тут мы
опять-таки имеем дело с плоским напряженным состоянием, и поэтому
величина и направление поперечно направленных сил легче всего уясня-
ются из рассмотрения траекторий напряжений.
В первую очередь целесообразно произвести усиления края плиты,
например путем устройства торцевого ребра с достаточным армированием.
flonamupa !
I
JvSX
Напряжения
изгиба
S
V*—г
f^jx
"I—Г
SS5t
XI
I' I
СпслыВающи?
ъ напряжения
Фиг. 9. 37. Поперечное напряженное армирование
конца конструкции
Затем следует установить стержни приблизительно под прямым углом к
траекториям сжатия, чтобы воспринять напряжения сдвига или же глав-
ных растягивающих напряжений (фиг. 9. 36),
Если конструкция поддается на конце сжатию в поперечном направле-
нии (пример: опоры имеют достаточную свободу скольжения в попереч-
19 - 3206
289
ном направлении), тогда предпочтительно создать здесь предварительное
поперечное обжатие. При этом элементы натянутой арматуры, необходи-
мые для восприятия нормальных напряжений от изгиба пластин, надо
помещать близко к краю, арматуру же про-
тив раскалывания распределить на участке
шириной, равной примерно а/3, приблизи-
тельно на расстоянии а/4 от края (фиг 9. 37).
В консольно выступающих углах требуется
дополнительная арматура по диагонали,
кроме тех случаев, когда элементы натяну-
той арматуры отогнуты по направлению
кнаружи.
Хорошей передаче силы обжатия способ-
ствует анкеровка пучков петлями или натяж-
ными блоками, передающими обжатие по
всей ширине сооружения между главными
блоками (фиг. 9. 38). После этого остается
только как следует присоединить косой арматурой края или углы поясов,
лежащие за пределами петли.
Фиг. 9. 38 Натяжные блоки
распределяют силу обжатия
между главными балками так,
что требуется усилить при по-
мощи арматуры только на-
ружный угол
Глава 10
10. ОСНОВНЫЕ ПРИНЦИПЫ конструирования
При разработке напряженно армированных конструкций приходится
учитывать ряд соображений, которые являются в известной степени но-
выми для инженера, работавшего прежде в области конструкций из
обычного железобетона. Чтобы пояснить это, рассмотрим сначала одно-
пролетную статически определимую напряженно армированную балку,
приняв как условие, что натяжение производится после бетонирования
с последующим восстановлением сцепления, так как при этом способе
имеется больше свободы в размещении арматурных элементов, чем при
предварительно напряженных конструкциях, изготовленных стендовым
способом.
10. 1. ПРОСТАЯ БАЛКА
10. И. РАЗМЕРЫ СЕЧЕНИЯ; РАЗМЕЩЕНИЕ АРМАТУРНЫХ ЭЛЕМЕНТОВ
В ТОЧКЕ //2; ВЕЛИЧИНА V
Высоту напряженно армированных балок можно в общем назначать
меньшей, чем высоту балок из обычного железобетона; наиболее эконо-
мичной является высота от */и до V20 /; приблизительно 1/зо / является
предельной высотой для пролетных строений мостов, 1Ао / — для легко на-
груженных балок покрытий зданий. При использовании бетона особенно
высокой прочности (марка 600) можно допускать еще. большую гибкость
балок, поскольку напряженно армированные конструкции отличаются
малой деформативностью и даже при малых значениях h/t прогиба-
ются незначительно. Не следует, однако, злоупотреблять этим качеством,
назначая излишне большие отношения ЦК
При расчете простой балки с параллельными поясами основное значе-
ние имеют ее размеры в середине пролета, где действует наибольший
момент. В этом сечении элемент натягиваемой арматуры должен быть рас-
положен как можно ниже, чтобы наилучшим образом использовать силу
натяжения для обжатия нижнего пояса (фиг. 10. 1).
При выборе расположения натягиваемой арматуры необходимо учи-
тывать следующее:
1) помнить о возможности возникновения в верхнем поясе больших
растягивающих напряжений при действии собственного веса или направ-
ленной кверху нагрузки, вызванных расположением элемента натянутой
арматуры со слишком большим эксцентриситетом;
2) слой бетона под напряженным арматурным элементом должен
Иметь достаточную толщину, чтобы воспринимать высокие сжимающие
напряжения; если бетонная оболочка слишком тонка, она может разру-
шиться под действием высоких сжимающих напряжений или даже во
время инъекции раствора в каналы;
19*
291
3) если есть необходимость расположить в конструкции несколько
элементов натягиваемой арматуры, расстояние между ними должно выби-
раться так, чтобы сохранялась возможность укладки жесткой бетонной
смеси и ее уплотнения при помощи глубинных вибраторов (исключение
составляют балки, в которых бетон уплотняется вибрированием опалубки).
5
шм
===1
г
I ?
1 ^
1 *
1 5
Ji1
! *
ho
J r
It
Фиг. 10. 1. Элемент натягиваемой арматуры в середине пролета
балки следует размещать как можно ниже
Практические требования, высказанные в п. 2 и 3, часто препятствуют
такому размещению арматурного элемента, при котором положение его
центра тяжести полностью соответствовало бы соображениям статиче-
ского расчета. Поэтому, для того чтобы получить для окончательного
расчета практически допустимое расстояние центра тяжести арматуры
от нижней грани, нужно сначала определить количество или соответ-
ственно поперечное сечение арматурных элементов арматуры при помощи
приближенных приемов, приведенных в гл. 11.
Размеры бетонного сечения в растянутом поясе зависят от высоты
балки и от отношения g : р — нагрузки от собственного веса (постоянной
нагрузки) к полезной нагрузке, которое вообще играет большую роль
при подборе сечения напряжен-
но армированной конструкции.
Если преобладает g и собствен-
ный вес действует с самого на-
чала, то оказывается достаточ-
ным принять уменьшенные раз-
меры растянутого пояса, в то
время как размеры сжатого поя-
са определяются величиной сум-
марной нагрузки g + p. Поэто-
му при повышенном значении
отношения g : р и значительной
высоте конструкции даже при больших пролетах применяют тавровые
сечения с широкими полками, т. е. предварительно обжатая стенка балки
используется в качестве растянутого пояса. Однако, если р велико по
сравнению с g и, следовательно, отношение g: р является пониженным
или высота сооружения ограничена, приходится устраивать уширенный
растянутый пояс или применять коробчатую конструкцию (фиг. 10. 2).
!В. Якобсон выполнил полезную работу [167], сравнив высоты сечений
напряженно армированных и обычных железобетонных балок прямо-
угольного, таврового, двутаврового, а также коробчатого сечения, рас-
считанных по допускаемым напряжениям, принятым в Швейцарии
(фиг. 10. 3).
Яибротпра
| О © 1 © ©!
I© О © Щ
II о о\
\{р в о о щ
14
1^» » О
I
1*
U-
I Q
*
*
h
Ш% ЩР Щ%У/'-Щ'//'ЩШ1
*7?Т,
Мцлое д р Ьу\
7>??/////////y///777^
Фиг. 10. 2. При большом отношении g:p
применимы тавровые сечения. Устройство уз-
ких или широких полок в нижнем растяну-
том поясе нужно при малом отношении g : р
292
Высота балки из обычного железобетона принята равной единице;
кривые на фиг. 10. 3 построены в зависимости от отношения g : р. Легко
убедиться, что при повышенном значении g: р высота балок с развитой
верхней полкой даже превышает высоту балок из обычного железобетона.
Для напряженно армированных балок со сплошным прямоугольным сече-
Mq/Mp
Фиг. 10.3. Относительная величина высоты напряженно армирован-
ных железобетонных балок при различных видах поперечного сечения
для равных моментов М и Мр (по В. Якобсону, Цюрих)
нием при моменте одного знака можно принимать высоту, на 36% мень-
шую, чем для балок из обычного железобетона, причем Mg предпола-
гается равным для обеих конструкций. Процент этот будет еще выше,
если принять во внимание уменьшение собственного веса.
Для восприятия напряжений от постоянной нагрузки (собственного
веса) теоретически не требуется устройства бетонного пояса в зоне рас-
тяжения, учитывая, что силу натя-
жения арматуры можно задать та-
ким образом, чтобы напряжение
в бетоне у нижней грани равня-
' лось нулю. При этом в сечении
действуют только сжимающие на-
пряжения и эпюра имеет вид тре-
угольника (фиг. 10. 4). Следова-
тельно, устройство бетонного поя-
са значительного сечения в зоне
растяжения и создание в нем на-
пряжений обжатия бывают необ-
ходимыми только для восприятия
напряжений от воздействия вре-
менной нагрузки р и для компен-
сации потерь от усадки и ползучести, если не хотят учитывать при расчете
наличие натянутой арматуры в нижнем поясе или применять дополнитель-
ную, ненатягиваемую арматуру (ограниченное предварительное напря-
жение). Практически при воздействии одного только g все же требуется
устройство нижнего бетонного пояса незначительного сечения, чтобы
Фиг. 10. 4. При действии только собствен-
ного веса (постоянной нагрузки) можно
путем обжатия снять напряжения в ниж-
нем поясе и тем самым сделать теорети-
чески ненужным растянутый бетонный
пояс
293
можно было разместить в нем натянутую арматуру и создать надежную
связь ее с верхним поясом балки через вертикальную стенку.
В противоположность этому верхний пояс уже по одним только сооб-
ражениям несущей способности должен обеспечивать восприятие усилий
от изгиба, вызываемых как собственным весом, так и полезной нагрузкой.
Поэтому здесь требуется большей частью предусматривать горизонталь-
ные полки по всей длине балки, благодаря которым, кроме того, центр
тяжести сечения смещается кверху, что способствует увеличению плеча
усилия натяжения, действующего в арматуре.
Правда, верхний пояс балки, загруженной собственным весом, в ре-
зультате предварительного напряжения разгружается, в нем действуют
лишь небольшие напряжения, если нижний пояс подвергается большому
предварительному сжатию для создания возможности передачи на балку
полной полезной'нагрузки.
Тем не менее по сравнению
с поясом растяжения верх-
ний пояс балки будет всег-
да более мощным, так как
в нем суммируются напря-
жения от воздействия g, р
и V. Поэтому при подборе
сечения верхнего пояса ре-
шающим подчас является
расчет на несущую способ-
ность.
Когда установлено
практически возможное и
наиболее низкое положе-
ние натягиваемой армату-
ры, величина силы натя-
жения выбирается такой, чтобы предварительное сжимающее напряже-
ние, действующее в нижнем поясе при постоянной нагрузке, после
проявления усадки и ползучести как раз соответствовало растягивающему
напряжению, вызываемому полезной нагрузкой; тогда при воздействии
полного р напряжение бетона по нижней грани, как следует из фиг. 10. 5,
будет близко к нулю (полное предварительное напряжение). При огра-
ниченном предварительном напряжении это предварительное сжимающее
напряжение может быть уменьшено на величину растягивающего напря-
жения, допускаемого в бетоне. Все же и в этом случае после проявления
усадки и ползучести в нижнем поясе должно сохраняться при действии
собственного веса предварительное сжимающее напряжение, составляю-
щее от 10 до 20 кг/см2 (гл. 5).
Не следует стремиться к тому и даже нежелательно, чтобы предвари-
тельное сжимающее напряжение, устанавливающееся в бетоне 'нижнего
пояса, достигало значительных величин, приближающихся к допускае-
мым; более целесообразно, чтобы сечение пояса имело достаточно боль-
шие размеры, для того чтобы надлежащим образом разместить в нем
элементы предварительно напряженной арматуры. Даже если это практи-
ческое требование выполнено, полное использование допускаемых сжи-
мающих напряжений при обжатии нижнего пояса не рекомендуется из-за
связанных с этим высоких потерь от ползучести.
При передаче усилий от предварительного натяжения арматуры на
бетон конструкции, находящейся под действием собственного веса, не
должно возникать растягивающих напряжений в верхнем поясе. В край-
нем случае допускаются незначительные напряжения, которые дол-
Фиг. 10. 5. Величина необходимой силы предвари-
тельного напряжения V получается для возможного
эксцентриситета из условия, что после проявления
усадки и ползучести должно быть а , .,=0
294
жны полностью восприниматься верхней ненатянутой арматурой (см. 5. 3).
Если при создании предварительного напряжения часть постоянной
нагрузки еще отсутствует, как это большей частью бывает в конструк-
циях покрытий и мостов, то возникает опасность развития растягивающих
напряжений в верхнем поясе. Было бы бессмысленно устанавливать для
восприятия этих преходящих растягивающих напряжений ненатянутую
арматуру, не используемую при нормальных условиях службы конструк-
ции. Более целесообразно применить вначале только частичное предва-
рительное натяжение или временно усилить верхний пояс при помощи
вспомогательных элементов натянутой арматуры; можно также исполь-
зовать пригрузку балки балластом для создания положительных момен-
тов. Если от передачи напряжений с арматуры на бетон до приложения
полной постоянной нагрузки к балке протекает немного времени (летом
2 дня, зимой примерно 6) и если 'величины напряжений -в нижнем
поясе остаются умеренными и при частичном g (ом. 5. 3), то можно
допускать возникновение небольших трещин в верхнем поясе несущих
конструкций покрытий в расчете на то, что эти трещины закроются под
действием полной постоянной нагрузки.
10. 12. ОЧЕРТАНИЕ АРМАТУРНЫХ ЭЛЕМЕНТОВ ПО ДЛИНЕ БАЛОК
РАЗЛИЧНОГО ВИДА
Установив таким образом размещение по высоте и величину силы
натяжения в среднем сечении балки, ось арматурного элемента, имеющую
параболическую форму при равномерно распределенной нагрузке, дово-
дят примерно до уровня центров тяжести опорных сечений (фиг. 10.6).
В простых балках для восприятия усилий изгиба безразлично, на
какой высоте располагается арматурный элемент у опор, лишь бы он
не выходил из ядра сечения в области действия малых изгибающих
моментов, так как при этом может
возникнуть растяжение в верхней или ^ Г —. __
нижней зоне опорных участков. Сле- \^y^Z. _ ____^J
дует, однако, учесть, что поднятие ~—i .--—--
кверху оси арматурного элемента спо- парыала —
сббствует восприятию поперечных Фиг. 10.6. Нормальное очертание ар-
СИЛ, так Как вертикальные СОСТав- матурных элементов в балках с па-
ттяютпда апчншгятотттир от ичмрнрнтта раллельными поясами при равномерно
ляющие, возникающие от изменения распределенной нагрузке
направления усилия в арматуре, дей-
ствуя как поперечная сила Qv с об-
ратным знаком, уменьшают поперечные силы от внешней нагрузки,
а, следовательно, и скалывающие напряжения или соответственно главные
растягивающие напряжения на опорных участках балки (фиг. 10. 7),
Вертикальные силы, возникающие при натяжении криволинейного пара-
болического элемента, можно рассматривать упрощенно — как равно-
мерно распределенную отрицательную нагрузку, величина которой может
даже превысить g (см. гл. 11). Если сила натяжения в опорном сечении
приложена в центре тяжести, то нормальные напряжения за пределами
участка передачи силы будут равномерными по сечению балки, что опять-
таки благоприятным образом сказывается на величине главных растяги-
вающих напряжений, что можно установить путем сопоставления с напря-
жениями, возникающими при использовании прямолинейного арматурного
элемента (фиг. 10. 8).
Поэтому в балках с параболическими, доходящими до опоры арматур-
ными элементами действуют большей частью настолько малые главные
295
WUtjti мнилА
"S"
L "n+v + n ^"'-UJ
растягивающие напряжения, что опорные участки этих балок могут не
иметь совсем хомутов или иметь их в незначительном количестве.
Следует учесть, что направленные вверх силы U = Qv уменьшают
только поперечные силы, действующие на балку, но не внешнюю реак-
._._... _. . Дию А, так как вертикальная состав-
ляющая этих боковых сил Vv воспри-
нимается непосредственно опорой
(фиг. 10. 7). Все усилия, возникаю-
щие от действия элементов натяну-
^^^, той арматуры, взаимно уравновеши-
^&тт1ТГПТ1^ ваются и не влияют на величины ре-
акции статически определимой балки.
Вертикальная составляющая си-
лы натяжения на конце балки, на-
правленная вниз, должна возможно
более непосредственно передаваться
опоре. Фиг. 10. 9 показывает, что пе-
редача этого силового потока проис-
ходит надлежащим образом в слу-
чаях а и б, когда ось арматурного
элемента сохраняет наклон по каса-
тельной к параболе за опорным се-
чением или во всяком случае только
над опорным сечением отклоняется
и идет по горизонтали. Однако если
только кривизна оси арматурного
элемента меняет свой знак на обрат-
ный где-либо на участке, располо-
женном впереди опоры (фиг. 10. 9),
то в результате действия направлен-
ных боковых сил здесь возникают по-
перечные силы обратного знака, ко-
торые приходится воспринять тща-
тельно размещенным хомутам. Изме-
нение знака кривизны увеличивает
также и трение. Таким образом, для
простых балок наиболее пригодны арматурные элементы натянутой арма-
туры с наклонно расположенными концами (ф1иг. 10. 9, а).
Если приходится иметь
дело не с равномерно рас-
пределенной нагрузкой, а с
сосредоточенными нагруз-
ками, действующими всег-
да в одних и тех же сече-
ниях, то следует это учесть
при выборе очертания ар-
матурного элемента. Если,
например, сосредоточен-
ные нагрузки приложены в
третях пролета (фиг.
10. 10), то натянутую ар-
матуру в средней трети
сохраняют прямолинейной,
а на опорных участках
располагают ее по уклону,
Фиг. 10. 7, Вследствие криво линейности
элемента напряженной арматуры возни-
кают вертикальные силы Qv f уменьшаю-
щие Qg+p -На конце балки Vv уравнове-
шивают Qv
Ь
Фиг. 10.8. Сравнение эпюр напряжений у концов
балки при прямолинейном и криволинейном элемен-
тах напряженной арматуры
296
так чтобы вертикальные силы, возникающие при натяжении, непосред-
ственно противодействовали нагрузкам.
Чтобы осветить различие между напряженным состоянием предвари-
тельно напряженных и обыкновенной балок (в последнем случае при-
нята балка из прочного на растяжение однородного строительного мате-
Фиг. 10. 9. В случаях а и б усилие Vv передается непо-
средственно на опору, в случае в перед опорой возни-
кают нежелательные поперечные силы
риала), на фиг. 10. 11 представлены эпюры и траектории напряженшг
(траектории относятся к главным напряжениям).
В балках без предварительного напряжения (фиг. 10. 11, а) траек-
тории имеют форму выпуклых кривых, пересекающих вблизи опор гори-
\>
1"
1 ~"i$
Фиг. 10. 10. Сосредоточенным нагрузкам сле-
дует противопоставить передаваемые там же
вертикальные составляющие силы от натя-
жения арматуры
зонтальную ось под углом 45°. Поэтому для восприятия главных растя-
гивающих напряжений в конструкциях из обычного железобетона вполне-
разумно устанавливать наклонные отгибы под углом в 45°.
а) Нормальные напряжения под Р
\Т
ф-
L/6—<
200,0
200,0
-П7,5
т
I/
6*0
117,5
fr
-4/
i/
6-0
Напряжения 8 сечении L-t 8 кг/см ?
Нормальные Напряжения Главны е
напряжения 6Х сддига Z' 6д напрятенил 62
-~^-50 0 ~
-74.0
-!50,0
ак
"32,50
Ч50О
Фиг. 10. 11. Эпюры и траектории напряжений в обычной и напряженно арми-
рованных балках с прямолинейными и параболическими элементами натянутой
арматуры (по Дейнингеру [179])
2W
Траектории главных напряжений, однако, сильно изменяются, когда
в балке создаются предварительные напряжения при помощи криво-
линейных арматурных элементов (фиг. 10. 11, б). При этом преобладают
нормальные напряжения, в результате чего, а также благодаря умень-
шению скалывающих напряжений под действием боковых сил почти
исключается образование растягивающих напряжений. Небольшие глав-
ные растягивающие напряжения направлены уже не наклонно, а почти
вертикально, так что применение отгибов теряет смысл и достаточно при-
менить лишь небольшое количество хомутов.
Рассмотрение третьего случая с прямолинейным арматурным элемен-
том (фиг. 10. 11, в) показывает, что при таком расположении арматуры
из-за высоких скалывающих напряжений сдвига и неблагоприятного рас-
пределения нормальных напряжений от изгиба преимущества предвари-
тельного напряжения для конца балки пропадают, а у верхнего края
сечения возникают неблагоприятно действующие растягивающие напря-
жения.
Случай, представленный на фиг. 10. 11, в, характерен в общем для
балок, изготовляемых на стенде. Распределение напряжений на концах
балки и усилия, возникающие при транспортировке, заставляют приме-
нить укладку небольшого числа натянутых проволок в верхнем поясе и
установку по крайней мере двух-трех замкнутых хомутов на конце, кото-
рые имеют целью также противостоять действию раскалывающих сил в
месте анкеровки проволоки. Эти хомуты должны охватывать все прово- .
локи, находящиеся в -полке
(фиг. 10. 12). Если не пред-
усмотреть установки этих хо-
мутов на концах балки, то
часто происходит откол угла
верхнего пояса. Рассмотре-
ние траекторий напряжений
наглядно объясняет причину
таких повреждений.
Благоприятное очертание
траекторий напряжения (фиг.
10. 11, б) достигается только
в тех случаях, когда все ар-
матурные элементы доведены
до опоры. Иногда, следуя
привычным приемам конструирования обычного железобетона, арматур-
ные элементы размещали согласно фиг. 10. 13, анкеруя их в верхнем поясе '
и не доводя до опор. При этом утверждалось, что такое размещение ар-
матуры соответствует траекториям напряжения. Неверность такого утвер-
ждения явствует из рассмотрения действительного очертания этих кривых
(фиг. 10. 11). Промежуточная анкеровка в верхнем поясе приводит к
возникновению эпюры поперечных сил зубчатого очертания и нарушает
плавность траекторий напряжений. Кроме того, устройство промежуточ-
ных анкеров с высоким местным давлением в местах их расположения
резко нарушает нормальное распределение сжимающих напряжений. По-
вышенные сжимающие напряжения, возникающие непосредственно у
места анкеровки, вызывают концентрированные деформации и развитие
зон растяжения, которые в результате ползучести приводят к образованию
трещин (фиг. 10. 14). Даже если при помощи соответствующего армиро-
вания можно предотвратить раскрытие трещин, все же следует избегать
таких промежуточных анкеров, особенно в сооружениях, подвергающихся
атмосферному воздействию. Если все же применяют такое размещение
арматурных элементов по длине балки, то рекомендуется воспринять пики
шга
Фиг. 10. 12. В напряженно армированных балках,
изготовляемых стендовым способом, вследствие
неблагоприятных распределений напряжений у
концов, как на фиг. 10. 11, в, необходимо приме-
нять натяжение верхней арматуры и устанавли-
вать концевые хомуты
298
поперечных сил при помощи хомутов и обеспечить зоны растяжения у
анкерных устройств необходимым армированием,
Уменьшение поперечных сил и скалывающих напряжений достигается
«е только путем применения криволинейной арматуры, но также при
Фиг. 10. 13. Анкеровка концов арматурных элементов в верх-
нем поясе в пределах пролета балки приводит к пилооб-
разной эпюре поперечных сил и нарушает плавное очертание
траекторий (по Гюйону)
криволинейности оси центров тяжести сечений балки. При прямолинейной
натянутой арматуре оси центров тяжести сечений балки в зависимости
от нагрузки целесообразно придать очертание параболы или ломаной
линии (фиг. 10. 15). Всякое измене-
ние направления линии центров тя-
жести обжимаемого бетонного эле-
мента приводит к возникновению вер-
тикальных составляющих, которые
при формах, соответствующих фиг.
10. 15, действуют в направлении, про-
тивоположном направлению нагруз-
ки. Если нагрузка приложена к ниж-
нему поясу балки или если она по
своей величине оказывается мень-
шей, чем вертикальная составляю-
щая усилий натяжения, то следует
при помощи хомутов обеспечить пе-
редачу этой составляющей на ниж-
ний пояс.
В балках покрытий вследствие
наклона кровли верхний пояс устраи-
вается двускатным С КОНЬКОМ ПОСре- ф™- Ю. 14. Устройство промежуточных
тттттт^ /д,„п in ia\ QrrQniL ттттгт тэглп анкеровок в сжатой зоне из-за местной
дине (фиг. 10. 16). Здесь для вое- конц?нтрации также приводит к появле-
приятия изгибающего момента арма- нию растягивающих напряжений и
хурный элемент следует расположить трещин
299
как можно ниже, причем на относительно длинном участке — парал-
лельно нижнему поясу, выполняя его криволинейным только у опор. Рас-
четное сечение обычно находится вне //2, так как Wx уменьшается быст-
рее, чем Мх. Вертикальная составляющая в коньке должна быть вос-
принята хомутами.
Балки такого типа целесообразно изготовлять стендовым способом,
так как при этом удается избежать концентрации напряжений у концов*
прямолинейной арматуры.
Линия центроО тя/пести
боковые сипы в смотай зоне балки
j_J.J_4._LL._LM \
*дт^» Лини* ценглроб тяжести ~^е»»
Фиг. 10. 15. При прямолинейном арматурном элементе
можно уменьшить влияние перерезывающих сил, при-
давая криволинейность линии центров тяжести сечений
балки
На фиг. 10. 17 представлен общий вид цеха завода акционерного обще-
ства «Стренгбетон» (А. В. Strangbetong) в Стокгольме, где часто изго-
товляются балки для покрытий такого вида, достигающие значительных:
размеров.
Наконец, можно также придать излом нижнему поясу или всей оси
балки. Предварительное напряжение можно осуществлять даже в бал-
Близко располомрннь/р
Фиг. 10. 16. Расчетное сечение балок для покры-
тий с двускатным верхним поясом располо-
жено, как правило, не в середине пролета
ках, имеющих форму кривого бруса. Многим инженерам вначале бывает
трудно с этим освоиться. Однако, рассмотрев внимательно поперечные
составляющие усилия, действующие в бетоне и в арматуре, мы видим,
что в центрально обжатом криволинейном брусе (ось бруса и ось арма-
турного элемента совпадают) эти поперечные составляющие всегда нахо-
дятся во взаимном равновесии и криволинейный брус меняет свою перво-
начальную кривизну так же мало, как прямой брус с центральным обжа-
тием (фиг. 10. 18).
Конечно, в криволинейной балке должны быть установлены хомуты,
чтобы направленные в разные стороны поперечные составляющие усилия-
в бетоне ~~- и в арматуре Ust могли уравновешиваться. При использо-
вании криволинейных балочных конструкций такого типа следует придер-
живаться тех же правил размещения арматурных элементов, какие при-
няты для прямолинейных балок. Кроме того, для восприятия поперечных
составляющих усилий, направленных врозь, следует, как указывалось,.
устанавливать хомуты (фиг. 10. 19). Криволинейные или ломаные напря-
300 "Q*
Фиг. 10. 17. Стендовое изготовление двускатных напряженно армированных балок
покрытий на заводе акционерного общества «Стренгбетон» (Стокгольм)
женно армированные балки можно рассчитывать как прямолинейные, но
«с учетом фактически действующих поперечных составляющих усилий.
Ось центров тяжести элементов натягиваемой арматуры должна рас-
полагаться в вертикальной плоскости, проходящей через центры тяжести
сечений балки, так как в противном случае в процессе обжатия балка
Фиг. 10. 18. В центрально обжатом участке длины арки вер-
тикальные составляющие усилий, действующих в бетоне,
Uq находятся в равновесии с такими же усилиями, действую-
щими в арматуре Ust
¦изогнется в горизонтальной плоскости и подвергнется действию неравно-
мерных напряжений по краям. У широких плит или балок с широкими
полками некоторое расхождение между плоскостями центров тяжести не
играет, разумеется, такой роли, но все же следует считаться с его
наличием.
301
Уменьшение главных растягивающих напряжений путем удачно вы-
бранного наклона оси арматурного элемента к оси балки позволяет при-
менять исключительно тонкие стенки, прячем, однако, для размещения
концов элементов натянутой арматуры оказывается необходимым устраи-
вать утолщения концов балки, главным образом по конструктивным
соображениям.
Фиг. 10. 19. В балках криволинейного очертания элемент натяги-
ваемой арматуры располагается «а тех же расстояниях от оси,
что и в прямолинейных балках
В балках покрытий уже применялись стенки толщиной 5 см при про-
летах до 15 ж. В больших мостовых балках, показанных на фиг. 10. 20,,
Фрейсине применил также очень тонкие стенки. Правда, эти стенки были
подвергнуты при изготовлении на стенде предварительному напряжению-
в вертикальном направлении, что позволило устранить все растягиваю-
Натянутая арматура
пспере чнои балки
Фиг. 10.20. Тонкостенные балки с вертикальной предварительно
напряженной арматурой мостов Фрейсине (мост Эсбли /~74 м;
поперечное сечение вблизи опоры)
щие напряжения от эксплуатационной нагрузки., В качестве упора при-
этом использовалась стальная опалубка [93], которая целиком была под-
вергнута вибрации, что позволило добиться безукоризненного уплотнения'
бетонной смеси, несмотря на небольшое расстояние между стенками
опалубки.
Предварительно напряженные хомуты должны располагаться до-
вольно густо (наибольшее расстояние примерно Л/5), чтобы напряжения
ст распределялись равномерно и передача этих сил натяжения не вызы-
вала никаких помех.
В общем предварительное напряжение вертикальных стенок балок
окупается только при больших пролетах. В других случаях, хотя бы по-
302
соображениям укладки и уплотнения бетонной смеси, рекомендуется
стенки балок выполнять не слишком тонкими и умеренно армировать
их хомутами, даже если растягивающие напряжения незначительны.
10. 13. РАСПОЛОЖЕНИЕ АНКЕРНЫХ УСТРОЙСТВ
Анкерные устройства на концах балок следует размещать по торцу
как можно более равномерно (ср. гл. 9), чтобы избежать таким образом
чрезмерного количества арматуры, необходимого для распределения
местных напряжений, возникающих в бетоне. Иногда размеры торцового
сечения недостаточны для разме-
щения всех анкерных плит. Можно
выйти из этого положения, произ-
водя натяжение каждого арматур-
ного элемента только с одной его
стороны, распределив натяжные
устройства по обоим концам кон-
струкции и закрепив хвостовые
концы арматурных элементов, рас-
положенные за натягиваемыми
концами и между ними, при помо-
щи глухих анкерных устройств
(фиг. 10. 21).
Несмотря на эту меру, зача-
стую приходится уширять концы
напряженно армированных балок
и снабжать их поперечной армату-
рой для восприятия усилий, пере-
даваемых анкерными устройства-
ми. Если для размещения анкер-
ных устройств приходится увели-
чивать расстояние между осями
арматурных элементов на конце балки па сравнению с расстоянием между
ними в стенке (фиг. 10. 22), то следует помнить, что в месте разводки
арматурных элементов возникают направленные в разные стороны бо-
ковые силы, которые должны быть восприняты охватывающей арматурой
Фиг. 10. 22. Разведение концов арматурных элементов требует
установки поперечной арматуры в месте перегиба
(скруткой). При этом следует скреплять попарно арматурные элементы,
разведенные в горизонтальной плоскости, на одинаковой высоте и под
тем же углом.
Торцы балок или по крайней мере анкерные плиты у концов арматур-
ных эл<ементов должны быть строго перпендикулярны осям этих элемен-
тов. Если наклонные торцы несовместимы -с данной конструкцией, то
после натяжения конец балки обетонируют дополнительно.
Фиг. 10. 21. На концах балок с попереч-
ными сечениями небольших размеров
можно расположить анкеры со смеще-
нием и производить натяжение арматур-
ных элементов поочередно с обоих концов
балки. При этом обязательно обеспечить
необходимое поперечное и продольное
армирование концов
303
10. 2. НЕРАЗРЕЗНЫЕ БАЛКИ
10. 21. ВЫСОТА И ФОРМА СЕЧЕНИЯ
По поводу высоты можно отметить примерно то же, что в 10. 11: как
-правило-, она должна находиться в пределах от 1/iq до V22 / и в исключи-
тельных случаях, прежде всего для балок с вутами, может быть понижена
до 1/бо или даже 1/ъо L Использование малой высоты связано с примене-
нием больших предварительных напряжений и особенно прочного бетона.
В неразрезных балках приходится учитывать переменность изгибаю-
щих моментов не только по величине, но и по знаку; это создает необхо-
димость размещать натягиваемую арматуру в пролете понизу, а над
опорами — поверху. При этом же-
9*"*р лательно, чтобы сечения в проле-
те имели высоко расположенную
нейтральную ось, а сечения над
промежуточными опорами — низ-
ко расположенную ось, чтобы в
каждом случае получать большую
величину плеча внутренней пары.
Впрочем, в большинстве случаев в
опорных сечениях оказывается до-
статочным иметь меньшее плечо
внутренней пары, чем в пролет-
ных.
При нагружении одного из
пролетов в соседних пролетах, как
известно, возникают отрицатель-
ные моменты, которые накладыва-
ются на отрицательные моменты
ют натяжения арматуры; поэтому величины предварительных сжимающих
напряжений, действующих в нижних зонах пролетных сечений, после пе-
редачи нагрузки от собственного веса не должны исчерпывать величины
допускаемого напряжения. В верхних зонах также должен оставаться
резерв сжимающих напряжений для компенсации растяжения, вызывае-
мого отрицательными моментами от полезной нагрузки (фиг. 10. 23).
•Фиг. 10. 23. Напряжения в пролетном сече-
нии неразрезной балки
тятъ
1
и
Фиг. 10 24. Расстояния между границами ядра
сечения различных поперечных сечений
Поэтому у неразрезных балок в пролете иногда можно помещать арма-
турные элементы не так низко, как у простых однопролетных балок.
В сечениях над промежуточными опорами нужно следить за тем,
чтобы в их нижних зонах не возникали растягивающие напряжения под
влиянием моментов от натяжения.
Напряженное состояние сечений элемента при действии переменной
величины момента и нормальной силы зависит от ядровых расстояний.
Пока сжимающая сила остается в области ядра сечения, на краях сече-
ния не возникают растягивающие напряжения. Следовательно, чем
-304
больше ядровое расстояние, тем большим может быть эксцентриситет
силы сжатия или — в предварительно напряженных железобетонных эле-
ментах — плечо равнодействующей усилий натяжения арматуры. В прямо-
угольном сечении высота ядра составляет только 7з h, в тавровом сече-
нии с широкой полкой — примерно до 0,4 К при коробчатом сечении
в зависимости от отношения толщины стенок к размерам сечения — до
0 5 h (фиг. 10.24). Выбор величины ядрового расстояния в значительной
степени -зависит от отношения g : р (см. 10. 1 и фиг. 10. 3). Прямо-
угольные сечения оказываются приемлемыми лишь при небольшом р и
достаточной высоте. Если, как например, в пролетных строениях железно-
дорожных мостов действуют значительные переменные моменты от
полезной нагрузки, то коробчатое сечение с его относительно большим
ядровым расстоянием представляет часто единственную возможность из-
бежать возникновения растягивающих напряжений.
10. 22. РАСПОЛОЖЕНИЕ АРМАТУРНЫХ ЭЛЕМЕНТОВ ПО ДЛИНЕ
НЕРАЗРЕЗНОЙ БАЛКИ
Переменность эпюры момента по длине пролета обусловливает еще
большую целесообразность применения криволинейных арматурных эле-
ментов или искривления оси балки, чем это требуется для однопролетной
балки. При этом наиболее приемлемым для балок с параллельными
поясами при равномерно распределенной нагрузке является параболиче-
ское очертание арматурных элементов в пролете, с коротким обратным
^Лж^^^^Щ^Щ^^^Щ^
Фиг. 10.25. В балках постоянной высоты с равномерно распреде-
ленной нагрузкой наиболее целесообразным очертанием арматур-
ного элемента является параболическое (слева). Направо — уси-
ление действия вертикальных составляющих усилий (от изменения
направления натяжения) путем использования более крутой пара-
болы
выгибом над промежуточными опорами (фиг. 10. 25). Направленные
вверх вертикальные составляющие усилий натяжения равномерно проти-
водействуют нагрузке от собственного веса и передаются непосредственно
промежуточным опорам на участке обратного выгиба, не вызывая при
этом нежелательных дополнительных поперечных сил. Арматуру этого
типа можно сравнить как бы с затвердевшим кабелем висячего моста,
нагрузка от собственного веса которого полностью воспринимается бла-
годаря растяжению такого кабеля параболического очертания и пере-
дается опорам на участках обратного выгиба через опорные седла
пилонов. Длина участка обратного выгиба не должна превышать 0,7
высоты балки, чтобы обеспечить непосредственную передачу опорных
усилий с кабеля на опору. Для этого кабель должен быть помещен как
можно выше над промежуточной опорой.
При сосредоточенной нагрузке, действующей преимущественно в от-
дельных точках, например при наличии нижних прогонов, арматурный
элемент следует в этих точках перегибать, а в промежутках оставлять
его прямолинейным, чтобы вертикальные составляющие усилий натяже-
ния непосредственно противодействовали нагрузкам.
Стрела выгиба арматурного элемента в каждом пролете выбирается
с таким расчетом, чтобы интенсивность вертикальных составляющих по
длине балки соответствовала интенсивности нагрузки или чтобы созда-
20-3206
305
ваемые этими вертикальными составляющими моменты соответствовали
моментам от внешней нагрузки, но с противоположным знаком. Не сле-
дует слишком высоко размещать натягиваемую арматуру, так как в этом
случае под действием постоянной нагрузки над промежуточными опорами
в нижнем поясе возникнет растяжение.
Может также случиться, что в каком-либо пролете действие больших
вертикальных составляющих, направленных вверх, явится особенно бла-
гоприятным. В этом случае можно сосредоточить криволинейные участки
в середине пролета, где вертикальные составляющие, концентрируясь
действуют с большим плечом.
Для крайних пролетов балки действительны те же соображения, что
и для однопролетной балки. Целесообразно заканчивать там параболи-
ческий арматурный элемент так, чтобы касательная в крайней точке была
направлена наклонно вверх. Если по конструктивным соображениям
требуется сделать обратный выгиб, то его начало должно находиться
в области крайней опоры балки, опять-таки чтобы вертикальные состав-
ляющие непосредственно передавались на опору.
В гл. 11. 7 будет показано, что в неразрезных балках небезразлично,
на какой высоте ось элемента натянутой арматуры пересекает ось край-
ней опоры. Статический расчет неразрезной балки упрощается в том
случае, если эта точка лежит на уровне центральной линии нормального
сечения, так как при этом при обжатии не возникает изгиба. Если эта
точка расположена выше или ниже центральной линии, нужно исследо-
вать возникающие в результате этой внецентренной передачи силы натя-
Фиг. 10.26. При криволинейном нижнем поясе кривизна арма-
турного элемента может быть уменьшена или его можно выполнить
даже прямолинейным
жения дополнительные моменты в статически неопределимой конструкции.
Анкеровка в точках, расположенных над центральной линией, обычно
оказывается благоприятной.
Как и в однопролетной балке, создание вертикальных составляющих
усилий натяжения может быть достигнуто не только путем придания
кривизны арматурному элементу, но также при помощи искривления оси
балки. Большей частью для этого искривляют нижний пояс или устраи-
вают вуты у опор (фиг. 10. 26). Таким путем можно добиться сущест-
:irj
•ПромржутоимаР анкеровгеа б верти
полопай спенпе за рас полот ем HDir* Впереди
ат&ибом предварительно напряженной арма
туры
Фиг. 10. 27. В балках такого очертания арматурный элемент может
приниматься прямолинейным, но усилие обжатия по длине балки
должно в этом случае изменяться ступенями
венного уменьшения суммы углов от изменения направления непрерыв-
ного сквозного натянутого арматурного элемента, так что потери усилия
натяжения от трения будут сильно снижены. В предельном случае, при
сильном искривлении нижних поясов, элемент арматуры может остаться
прямолинейным (фиг. 10. 27). Если при этом верхний пояс сохранить
306
прямым, то в пролете высота балки должна быть совсем небольшой,
чтобы величины возникающих там вследствие изменения моментов инер-
ции положительных моментов были сведены к минимуму.
В этом случае сила натяжения, которая нужна на участке над
опорой, окажется слишком большой для пролетных сечений; поэтому
сила натяжения должна изменяться ступенями. Для этой цели служит
анкеровка арматуры при помощи петель в плите проезжей части или
отведенные книзу Анкеры отдельных стержней. При использовании по-
следних можно несколько смягчить влияние сосредоточенного приложения
анкеров и тем самым уменьшить опасность появления трещин (см. фиг.
10. 14) путем значительного снижения силы натяжения благодаря тре-
Фиг. 10. 28. Нижний и верхний пояса выполнены криво-
линейными, чтобы применить -прямолинейный арма-
турный элемент
нию на криволинейном участке арматурного элемента перед местом
анкеровки (фиг. 10. 27).
В неразрезных балках иногда как нижний, так и верхний пояс
выполняют криволинейным, чтобы иметь возможность применить прямо-
линейные элементы натянутой арматуры (фиг. 10. 28). При этом для
выравнивания поверхности проезжей части мостов приходится заполнять
бетоном впадины над промежуточными опорами; это заполнение в из-
вестной степени вовлекается в работу, в результате чего в нем появляются
трещины, что нарушает картину распределения напряжений. Такое ре-
шение задачи нельзя считать удачным.
Фиг. 10. 29. Здесь используется уклон крыши, чтобы получить
очертание балки, позволяющее применить почти прямолиней-'
ный элемент натягиваемой арматуры
При устройстве покрытий зданий можно использовать наклон крыши*
чтобы в сочетании с криволинейным очертанием нижнего пояса получить
такую форму балки, которая допускает применение почти прямолинейных
арматурных элементов без какого-либо ущерба для конструкции
(фиг. 10. 29).
Стремление применять в конструкциях прямолинейные элементы:
натянутой арматуры возникло из-за того, что при многих способах
создания предварительного напряжения наблюдались большие потери'
от трения, Особенно при использовании арматурных элементов с несколь-
кими перегибами (фиг. 10. 25). Располагая описанными в гл. 7. 3 сред-
ствами для уменьшения трения и вспомогательными мерами при натя-
жения (гл. 7. 4), следует в общем считать более правильнее использова-
ние криволинейных арматурных элементов.
В ряде случаев стремление избежать больших потерь от трения'
вынуждает стыковать арматурные элементы, например, так, как пока-
20*
ЗОГ
зано на фиг. 10. 30 и 10. 31. Такое расположение концов арматурных
элементов должно обычно приводить к развитию местных растягивающих
напряжений позади сосредоточенных анкеров (фиг. 10. 14). Действи-
тельно, в местах такой промежуточной анкеровки неоднократно наблю-
дались трещины, которые приводили к существенному нарушению по-
Фиг. 10.30. Применение раздельных пролетных арма-
турных элементов, концы которых перекрываются на
опорах в связи с большими потерями от трения
стоянства распределения напряжений. Ввиду этого надо по возможности
избегать таких перекрывающихся стыков и промежуточных анкеров и
применять сквозные арматурные элементы, соблюдая необходимые меры
для уменьшения трения.
Если невозможно обойтись без промежуточных анкерных устройств,
их нужно располагать так, чтобы они размещались в пределах сильно
Фиг. 10.31. Такая система напряженного армирования, на-
поминающая армирование балок из обычного железобетона,
не может быть рекомендована для предварительно напря-
женных железобетонных балок
обжатой зоны бетона или на участках с усиленными сечениями (ни в
коем случае на наружной поверхности!), и тщательно их распределить.
Кроме того, места промежуточных анкеров необходимо усилить обычной
арматурой под прямым углом к трещине, изображенной на фиг. 10. 14.
Можно также применять армирование согласно фиг. 10. 27.
Опора hadonapnoie пучки
(cables chapeau)
Фиг. 10.32. Сборные балки приобретают неразрез-
ность при помощи надопорных пучков, рассчитывае-
мых на восприятие моментов от полезной нагрузки
Во Франции часто применяют сборные балки, объединяемые при
помощи надопорных пучков (cables chapeau), которые должны вос-
принимать отрицательные моменты (фиг. 10. 32). Даже в тех случаях,
когда из-за большой кривизны эти пучки натягиваются одновременно с
обоих концов, при обычных значениях трения сила натяжения заметным
образом падает у расчетного опорного сечения. Направленные вверх
вертикальные составляющие силы натяжения создают также значитель-
ную неравномерность в распределении поперечных сил [170]. Таким путем
308
нельзя достигнуть правильного предварительного напряжения неразрез-
ных балок.
Можно также ограничиться частичной неразрезностью, соединяя натя-
нутой арматурой свободно уложенные на опорах предварительно напря-
женные балки или концы неразрезных балок так, чтобы конструкция
воспринимала отрицательные моменты только от полезной нагрузки с
некоторым запасом (фиг. 10. 33). Подобное решение было предложено
автором этой книги еще в 1951 г. Здесь также можно рекомендовать
Натянутые пучпи для создания
не разр е эности
бетонировать после;
aStttamuRj
Фиг. 10. 33. Натянутые пучки, обеспечивающие меразрез-
ность при восприятии моментов только от полезной «а-
грузки
ступенчатое расположение натягиваемых арматурных элементов в обла-
сти опор, причем следует помещать их предпочтительно в пределах плиты
проезжей части, между главными балками.
Проверку запаса прочности в таких случаях необходимо выполнить
с учетом изменения распределения моментов после появления трещин
в зоне, прилегающей к опоре.
Ликер баппи первого пролета
Тело бапхи Второго пропето
Иатятмой стерпеть бтораго пропета
С/потовая мифпю
Готовые предвари-
тельно напряжен
н&е баг** о
Предварительно напряженная
/ арматура
Домкрат
3f.
Второй пропет
Третий
пропет
Фиг. 10. 34. Сборка неразрезных балок попролетно с расположе-
нием стыка элементов натягиваемой арматуры непосредственно
возле опоры (по Дановану X, Ли)
При сооружении большого моста через Рио Сан Франциско в Ина-
cepipo-Петролина (Бразилия) в 1952 г. Фрейсине установил сборные балки
с небольшими вутами и соединил их путем последующего натяжения,
расположив стыки в сечениях на расстояниях 0,23 / от опор. Арматурные
элементы частично были расположены вне сечения.
При помощи стыкуемых арматурных элементов можно последова-
тельно монтировать отдельные пролеты, связывая их затем друг с другом.
309
На фиг. 10. 34 представлено схематическое изображение этого спо-
соба по Доновану X. Ли. Хотя при показанном на схеме расположении
арматурных элементов натянутой арматуры возникают дополнительные
напряжения, но их удается избежать, если стыки поместить в сечении,
где Mg равен нулю (фиг. 10. 35). К тому же в этих сечениях можно для
размещения анкерных устройств в достаточной степени развести арматур-
ные элементы. При этом концы арматурных элементов второго пролета
Стыковой ujaS
^" ^ф^
н
Фиг. 10. 35. Расположение стыка неразрезной балки, монтируемой
попролетно, в нулевой точке эпюры моментов дает лучшее конструк-
тивное решение
крепятся к уже натянутой арматуре первого пролета. Следует указать
также на заслуживающую внимания сборку неразрезных балок по спо-
собу, мастерски разработанному У. Финстервальдером [156], однако
вдаваться в детали этого особого случая мы здесь не будем.
Сначапа V0+&V,^
затем V0
10. 23. ТРЕНИЕ АРМАТУРНЫХ ЭЛЕМЕНТОВ В НЕРАЗРЕЗНОЙ БАЛКЕ
Каково же с конструктивной точки зрения влияние сопротивления
трения элементов натягиваемой арматуры? При выборе необходимых мер
руководствуются величинами трения \i и к используемой арматуры (см.
табл. 7. III) и суммой углов изменения направления На от места на-
тяжения до расчетного сечения, в котором еще необходима полная сила
натяжения. Следует ста-
раться применять арма-
турные элементы с жест-
кими трубками и с /с=0.
Если натяжение про-
изводится с одного кон-
ца (фиг. 10. 36), то по
табл. 7. I достаточно
временного повышения
силы натяжения на
10%:
при ц' =0,3 — для
2 а -18°;
при \i =0,5 — для
S а -36°.
Если сумма углов
изменения направления
2 а превышает указан-
ные величины, то при-
ходится производить на-
тяжение с обоих концов.
При этом сумма углов
изменения направления
Фиг. 10. 37. Натяжение арматуры с обоих концов может быть вдвое боль-
приводит к симметричному изменению силы -натяжения Ше (фиг. 10. 37).
'^
I
1
— — Г --^"*~ ¦—.—
"¦ —\- - ^^
При отпуске
\\
Действительная
сипа натятения
Фиг. 10. 36. Натяжение с одного 'конца с вре-
менным повышением натяжного усилия на AV
Сначала У0 + АУ,
затем Vp_
^Сначала V0+AV
—у^затем V0
¦^г
Действительная
сила натяжения
310
В зависимости от сорта стали и величины допускаемого напряжения
можно временно повысить силу натяжения и на 15%; при этом молено
перекрыть потери от трения при сумме углов изменения направлений, на
50% большей, чем указанная выше.
После преодоления трения сила натяжения на концах снова снижается
до расчетной величины, если только нет надобности учитывать эффект
Фиг. 10. 38. Натягиваемые поочередно с каждого конца балки
арматурные элементы, закрепленные на противоположных кон-
цах, .позволяют получить постоянную силу обжатия, если сила
натяжения V не ослабевает
передачи усилия натяжения с домкрата на анкерное устройство (см. гл.
4. 441).
По D1N 4227 допускается также превышение допускаемой силы натя-
жения VAOU на концах на 5%, так как у многих видов арматурных эле-
ментов бывает трудно достигнуть передачи обжатия на бетон без
ослабления силы в месте натяжения.
Для элементов арматуры, натягиваемых с одной стороны, половина
которых натягивается слева и половина справа, можно скомпенсировать
S1 . f'K,s j
4^-р- ^^riz-*\
J ^ =^_ ±——т"^ J
-0,0 s^* lt0 b4-s 0.8 ^Г
Фиг. 10. 39. Компенсация уменьшения силы натяжения уве-
личением стрелы подъема криволинейного пучка в крайнем
пролете трехпролетяой балки при натяжении противополож-
ного конца
уменьшение силы натяжения отдельного арматурного элемента ниже
V0M избытком силы натяжения встречного арматурного элемента
(фиг. 10. 38).
Наконец, нет необходимости использовать допускаемую силу натя-
жения по всей длине балки: можно, например, в крайнем правом пролете
трехпролетной балки ограничиться величиной V3 < VAon. Если стрелу'
выгиба арматуры принять в нем больше, чем в первом пролете, то и при
меньшей величине Vs достигается почти такой же эффект, как в первом
пролете (фиг. 10. 39).. Такое решение может обойтись дешевле, чем
установка второго (дополнительного) натяжного приспособления.
it
?
311
Если меры по снижению эффекта трения и двустороннее натяжение
недостаточны сами по себе, можно применить устройство дополнитель-
ного шва для натяжения ъ середине первого или второго пролета и, таким
образом, получить возможность удвоить допускаемую без потерь сум)му
углов изменения направления (фиг. 10. 40). При этом части балки, при-
мыкающие к шву, должны иметь возможность значительного продольного
перемещения при удлинении натягиваемой арматуры.
Шов дпя пптятепия
Фиг. 10. 40. Расположение шва для натяжения в пролете
балки позволяет уменьшить потери силы натяжения от
трения
При использовании сквозной натягиваемой арматуры, состоящей из
отдельных элементов, на всем протяжении которых требуется применять
меры, уменьшающие трение, особенно если сумма углов изменения на-
правления достаточно велика, в большинстве случаев достаточно разме-
стить приспособления, снижающие трение, хотя бы только в местах
обратных перегибов арматуры над опорами, так как на этих участках
накапливается половина всей суммы углов изменения направления.
В том случае, когда описанных мер оказывается недостаточно, при
мощных пучках (например, по способу Баура-Леонгардта) существует
еще возможность установить по длине натягиваемого пучка вспомога-
тельные натяжные устройства (гл. 7. 4). Таким путем можно достаточно
точно отрегулировать силу натяжения для любого количества пролетов.
Устройства для вспомога-
тельного натяжения можно
предусмотреть на каждом
прямолинейном участке ар-
матурного элемента, но они
должны быть запроектирова-
ны своевременно.
При различной длине на-
тягиваемых участков силы
натяжения, необходимые в
отдельных пролетах, различ-
ны. Однако зачастую удается
обойтись применением сквоз-
ного натянутого пучка посто-
янного сечения, назначая
стрелу провеса криволиней-
ного пучка в коротком проле-
те меньшей, чем в длинном.
Такое решение приводит к
Ступенчатая анхеродка пучка
при помощи петель
План
с
Фиг. 10. 41. При сильно изменяющейся эпюре
моментов 'применяется ступенчатое закрепление
петлями арматурных элементов
312
более равномерному распределению напряжений, чем ступенчатый обрыв
арматурных элементов с их соответствующей анкеровкой. Несмотря на
большой расход стали на слишком мощный для небольшого пролета ар-
матурный пучок, этот способ зачастую оказывается не дороже, чем
устройство промежуточных анкеров с их поперечным армированием.
Едва ли можно обойтись без ступенчатой передачи силы натяжения,
когда приходится иуеть дело с большой разницей в величинах моментов,
как, например, в трехпролетной балке с короткими крайними пролетами
(фиг. 10. 41). В этом случае выгоднее анкеровать часть натянутой арма-
туры в верхней полке при помощи петель, чем устанавливать отдельные
анкерные устройства, так как петли распределяют усилия анкеровки по
всей полке и одновременно создают поперечное предварительное напря-
жение, благоприятствующее распределению скалывающих напряжений
между полкой и стенкой. Однако из-за местной передачи силы ступенча-
тая анкеровка должна выполняться рассредоточенной, t. е., должна
состоять из большого количества слабых, следующих друг за другом
петель, а не из нескольких мощных, установленных с большими проме-
жутками. Плиту проезжей части моста следует снабдить достаточным
армированием, расположенным радиально по отношению к петлям. При
раздельных арматурных элементах целесообразнее анкеровать их в
стенке (фиг. 10. 27), чем на участках, прилегающих к поверхности балки.
10. 24. РАСПРЕДЕЛЕНИЕ СИЛ НАД ПРОМЕЖУТОЧНЫМИ ОПОРАМИ
При вышеописанном целесообразном расположении арматурных эле-
ментов собственный вес и полезная нагрузка более или менее восприни-
маются всем арматурным пучком, который передает усилие посредством
участка с обратной кривизной на промежуточную опору (аналогия вися-
чего моста). Вследствие этого на этом участке под арматурным элементом
действует высокое давление р ~ (о — ширина арматурного эле-
мента), которое в значительной степени зависит от г и Ъ. Это местное
давление обусловливает необходимость установки под арматурным эле-
ментом специальной арматуры против раскалывания (фиг. 10. 42), которая
Фиг. 10. 42. Распределение усилий над промежуточными опорами и целе-
сообразное армирование
должна быть при сконцентрированных арматурных элементах (пучках,
тросах) более мощной, чем при арматурных элементах, распределяю-
щихся по ширине стенки. Необходимость в армировании против раскалы-
вания может отпасть, если на уровне расположения арматурного эле-
мента к стенке с обеих сторон примыкает широкая плита, арматура
которой и без того предотвращает раскалывание стенки, или в том
случае0 когда давление невелико (примерно до 50 кг)см2). Кривизна
313
арматурного элемента должна быть постоянной, чтобы изломы оси не
привели к возникновению местных чересчур высоких давлений.
В мощных конструкциях требуется также установка поперечных
хомутов на участке между арматурным элементом и опорой, так как
здесь действуют сильные вертикальные сжимающие силы. Эту зону сле-
дует представлять себе в виде радиально расположенных стоек для
поддержки пучка натянутой арматуры.
Поперечные силы Qg+P в значительной мере уравновешиваются вер-
тикальными составляющими силы V в конце участка обратного вы-
гиба. Этот эффект усугубляется еще тем, что при полном загружении
обоих соседних пролетов между опорами и арматурными элементами
Фиг. 10. 43. Если нижний пояс имеет криволинейное
очертание, то должно быть обеспечено его описание по
всей ширине, чтобы вертикальные составляющие усилий
передавались опоре непосредственно
образуются сжатые своды, усилия в пятах которых также расположены
наклонно и благодаря высоким сжимающим напряжениям могут прини-
мать даже более наклонное положение, чем ось свода, так что при этом
передается еще некоторая поперечная сила. Нижняя зона балки должна
также соответственно иметь поперечную арматуру или при очень высоких
напряжениях даже должна быть снабжена замкнутой спиральной обмот-
кой, чтобы выдерживать большие сжимающие силы сводов и высокое
вертикальное давление над опорой. Мы еще будем говорить об этих
правилах в связи с вопросом о запасе прочности в гл. 13. 5. Если нижний
пояс снабжен вутами, он работает в более благоприятных условиях, так
как вертикальные составляющие в местах излома нижнего пояса покры-
вают большую часть поперечных сил и на стенку соответственно прихо-
дится меньшая часть этих усилий.
|В нижних полках балки нужно следить за тем, чтобы они опирались
по всей своей ширине, так как направленные вниз вертикальные состав-
ляющие действуют во всем поясе (фиг. 10. 43). Опирания только по
ширине стенки в этом случае недостаточно.
10. 3. РАМНЫЕ КОНСТРУКЦИИ
Выбор нужного предварительного напряжения в рамных конструк-
циях зависит от отношения между жесткостями ригеля и стойки.
Жесткие стойки создают сравнительно большую степень защемления
ригеля, что приводит к большим отрицательным моментам в углу рамы
и, следовательно, к значительным растягивающим напряжениям в наруж-
314.
й части стойки, которые лишь незначительно уменьшаются под дейст-
вием нормальной силы. Поэтому, как и в обычном железобетоне, считают
целесообразным применение элемента натянутой арматуры, охватываю-
щего угол рамы и армирующего одновременно и ригель, и стойку (фиг.
№ 44). Но натяжение такой арматуры довольно затруднительно. Чтобы
устранить трение, пришлось бы применить следующее решение: арма-
турный элемент захватывается в углу рамы в области перегиба и натя-
гивается по равнодействующей усилий натяжения в стойке и ригеле.
=н [
=j
Фиг. 10. 44. Целесообразное расположение натягиваемой
арматуры в угле рамы и перемещение арматуры при
натяжении
№==—"=--*,-^...
3
Фиг. 10. 45. Перепуск не
ресекающихся элементов
напряженной арматуры
в угле рамы
Щри этом пучок в стойке наверху должен переместиться наружу на вели-
чину удлинения арматуры стойки.
Следовательно, пришлось бы предусмотреть соответствующую сво-
боду перемещения для пучка при помощи больших кожухов из листа или
отдельных пазов.
Ввиду этих трудностей натяжение арматуры ригелей и стоек до сих
пор большей частью производилось раздельно
(фиг. 10. 45). При этом элементы натянутой
арматуры скрещиваются в углу ригеля, а точки
натяжения располагаются наверху и сбоку на
наружных поверхностях. Высокие сжимающие
напряжения в углу по двум осям, естественно,
требуют тщательного поперечного армирования.
В ригеле арматурный элемент располагается
аналогично тому, как в неразрезной балке; в
стойке он размещается вблизи наружного края.
Если жесткость стойки мала, так что на нее от
угла рамы не передается значительных отрица-
тельных моментов, то можно обойтись без
предварительного напряжения стоек, посколь-
ку передающаяся на них нормальная сила и
описанное ниже действие предварительного на-
пряжения ригеля способствуют уменьшению
растягивающих напряжений в стойках, которые, кроме того, воспринима-
ются ненатягиваемой арматурой, надежно заанкерованной в сжатой зоне
ригеля (фиг. 10. 46).
Применяемые в покрытиях зданий криволинейные рамные ригели с
натянутыми арматурными элементами, размещенными вне сечения, могут
также рассматриваться как предварительно напряженные рамы, несмотря
на то, что сцепление при этом отсутствует.
В предварительно напряженных рамах нужно также учитывать, что
скалывающие напряжения уменьшаются под влиянием распора противо-
Фиг. 10. 46. В гибких стой-
ках рамы можно обойтись
применением обычной, нена-
тянутой арматуры
315
Деформация и.
Нагрузка упорные реакции
Собственный
вес
1ИНН
боковые сипы(рт изменения]
направления)
Ось пучка
Пред Вари тельА
ное напряжение]
liWH
0-«а— «*~0
Горизонтальная
составляющая
Полезная
нагрузка
| < > ч t t тт-1
действующих собственному весу (фиг. 10. 47). Сжатие ригеля создает
направленную внутрь горизонтальную силу. Путем сильного предвари-
тельного напряжения можно достигнуть даже изменения направления
распора Hg; это означает, что на опоры рамы при постоянной нагрузке
передаются усилия, направленные не наружу, а внутрь. Уменьшение Я
облегчает устройство опор и благодаря меньшим моментам стойки делает
возможным решение по
фиг. 10. 46. Поскольку
вследствие сопротивления
стоек укорочению ригеля
возникает направленная
кнаружи сила Н, в ригеле
эту силу Я надо учитывать
как силу растяжения,
уменьшающую предвари-
тельное напряжение. С
другой стороны, надо учи-
тывать деформации от по-
следующего пластического
укорочения ригеля. Стойки
должны допускать это уко-
рочение ригеля без ущер-
ба для себя. Для этого су-
ществуют три пути.
1. Стойки конструиру-
ются настолько гибкими,
чтобы они могли следовать
за горизонтальным укоро-
чением ригеля при учете
прежде всего проявляю-
щихся также в стойках яв-
лений ползучести (см.
гл. 12. 4) (фиг. 10. 48). С
другой стороны, гибкие
стойки означают неболь-
шую степень защемления
с соответственно больши-
ми моментами в пролете.
При жестких стойках уко-
рочение ригеля возможно
только тогда, когда ригель
является настолько гибким, что он может, прогибаясь, приспособляться
к повороту стоек, возникающему вследствие укорочения (фиг. 10. 49).
Однако в этом случае большей частью последующий прогиб в результате
усадки и ползучести бетона является недопустимым.
2. Стойка рамы осуществляется в виде двух стержней, образующих
треугольник (фиг. 10. 50); внутренний стержень воспринимает усилие
сжатия от момента защемления ригеля, наружный — усилие растяже-
ния. Таким образом, стойка состоит из двух поясов без стенки между
ними. Благодаря этому стойка почти не может передавать горизонталь-
ные силы. Ригель становится подвижным в горизонтальном направлении;
величина распора уменьшается, а моменты защемления при этом сохра-
няются (способ Финстервальдера) [135].
Этот вид рам в железобетонном строительстве был применен еще в
1936 г. при сооружении моста на автостраде в Риндерштале [21]. В этой
выгодной рамной системе надо следить за тем, чтобы верхняя сторона
Собственный
бес *• предвари
тельное напря\
тение
Собственней
бес г предвари
тельное напря\
/кение * полез-
ная нагрузка
HMMF
.nni N |
Фиг. 10. 47. Предварительное напряжение ригеля
рамы уменьшает величину распора Я
316
опорного треугольника, т. е. плечо защемления ригеля, не была слишком
малой, чтобы растянутый стержень не подвергался слишком большому
усилию; тогда при нагружении ригеля напряжение и вместе с ним удли-
нение растянутого стержня остается малым. Дело в том, что высокие
напряжения в напряженно армированном растянутом стержне влекут за
собой сильные прогибы и вместе с ними колебания ригеля, так как удли-
Фнг. 10. 48. Обжатие
ригеля связано с де-
формациями гибких
стоек
Фиг. 10. 49. При жестких стойках
укорочение обжимаемого ригеля
приводит к его прогибу
неыие растянутого стержня передается середине ригеля при большой
величине отношения между плечами рычага.
3. При коротких жестких рамных стойках можно скомпенсировать
укорочение сжатого ригеля при помощи подвижного в горизонтальном
направлении опорного шарнира на одной стороне рамы (фиг. 10.51). Эта
конструкция была применена для моста Розенштейнбрюке через Некар
[225, 185], где пластическое укорочение ригеля привело бы к прогибу в
Фиг. 10. 50. Стойка рамы в
виде треугольника облегчает
горизонтальную подвижность
защемленного ригеля (по
У. Финстервальдеру)
Ф.иг. 10.51. Подвижный в горизонтальном направ-
лении опорный шарнир рамы с жесткими короткими
стойками
высшей точке этой очень гибкой рамы в 27 см, если бы в течение первых
лет 2—3 раза не перемещали подвижную шарнирную пяту. Подвижная
шарнирная пята, кроме того, позволяет использовать для восприятия
силы Н сопротивление основания. С другой стороны, смещение пяты
меняет распределение моментов, вызываемых ползучестью (ср. гл. 12. 4).
При решении вопросов размещения арматурных элементов по длине
рамного ригеля или выбора формы его сечения сохраняет силу все ска-
занное выше о иеразрезных балках. При конструировании стремятся к
тому, чтобы линия центров тяжести ригеля имела очертание параболы
по отношению к оси элемента натянутой арматуры. Нужный на концах
обратный изгиб должен, как и у неразрезных балок, начинаться по воз-
можности только над опорами, чтобы направленные вниз вертикальные
составляющие усилия натяжения передавались непосредственно стойкам
или опорам.
Следует упомянуть как особую форму предварительно напряженной
рамы мосты через Марну, построенные Фрейсине [93]. В этих мостах
317
гибкий ригель защемлен на концах раскосами, положение которых регу-
лируется гидравлическими клиновыми устройствами, как только укоро-
чение ригеля вызовет заметный его прогиб (фиг. 10. 52). Эта система
чувствительна к осадке опор.
Применяют также напряженное армирование подкосных рамных
систем типа, представленного на фиг. 10. 53. В среднем пролете предва-
рительное напряжение поддерживается дополнительной составляющей
от наклонных стоек. Стойки обычно не нуждаются в предварительном на-
пряжении, так как они в основном являются сжатыми стержнями.
Фиг. 10.52. Рама Фрейсине с регулируемыми раскосами на опорах
У многоэтажных рамных конструкций зданий обычно подвергают
предварительному напряжению только ригель, оставляя стойки настолько'
гибкими, что их достаточно армировать обыкновенной арматурой для
восприятия моментов. У однопролетных рам по крайней мере нижние
стойки должны быть высокими и гибкими, чтобы сделать возможным
укорочение ригеля. Стойки следующих этажей нагружаются мало, если
предварительное напряжение ригелей производится последовательно,,
этаж за этажом, ступенями, например, в xh V каждая (фиг. 10. 54). Если
нет возможности выполнить нижние стойки гибкими, нужно установить с
одной стороны скользящую опору или сделать с одной стороны качаю-
щуюся опору [178], например, как показано на фиг. 10. 55.
У двухпролетных многоэтажных рам при коротких стойках удается
избежать помех укорочению ригеля тем, что ригель защемляется только
в средней опоре, а наружные стойки все имеют качающиеся опоры (фиг.
10. 55). В качестве шарниров достаточны цилиндрические (бетонные)
шарниры. При такой конструкции ригели каждого этажа могут быть
сразу подвергнуты полному обжатию. Стойки нижнего этажа выпол-
няются с наклоном наружу, так, чтобы после натяжения арматуры и
укорочению ригеля примерно на половину проектной величины они стояли
вертикально. Стойки последующих этажей остаются вертикальными,
если все ригели укорачиваются одинаково.
Отсюда ясно, что при возведении многоэтажных рам учет обжатия
предварительно напряженных элементов требует особого подхода к кон-
струкциям примыканий стен, а также к условиям производства работ и
приводит к решениям, отличным от решений для рам из обычного желе-
зобетона.
Применение напряженного армирования в многоэтажных рамах
делает возможным перекрывать большие пролеты при умеренной строи-
тельной высоте ригелей даже при нагрузке значительной величины.
318
о
ex
с
о.
о
о
6
я
S
о
yu=
JJJ
Шарниры
- Качающиеся опоры
Разрез по /-/
X г Войлочные
П1
'Рйзрез по 2-2
\пронладки 2 см t*~| ? 15~
1__Л—1
5ш7 сверху
>0/?0/Н7
-050-
I Предварительно
напряженная
арматура
Фиг. 10. 55. (Вверху.) В двухпролетных многоярусных рамах
целесообразно устраивать снаружи качающиеся опоры.
(Виизу). Устройство бетонного шарнира внешних качающихся
опор
10. 4. ОСНОВНЫЕ ПРАВИЛА РАСПОЛОЖЕНИЯ НЕНАТЯНУТОЙ
АРМАТУРЫ
Ю. А\. НЕНАТЯНУТАЯ АРМАТУРА В НАПРАВЛЕНИИ ДЕЙСТВИЯ СЖАТИЯ
Как известно, при работе на сжатие бетон, как правило, не нуждается
в армировании сталью. Арматура 'нужна прежде всего для того, чтобы
компенсировать недостаточную прочность бетона при растяжении.
Против укладки арматуры в направлении действия сжатия говорит и
тот факт, что в результате усадки и ползучести бетона стержни арма-
туры подвергаются несоразмерно высокому сжатию; зачастую их напря-
жения выходят даже за пределы допускаемых при продольном сжатии,
отчего они теряют устойчивость и стремятся отколоть бетонный защитный
слой.
Ввиду этого для напряженно армированного железобетона при
условии полного предварительного напряжения надо
считать нецелесообразной установку ненатянутой арматуры в направле-
нии действия обжатия за исключением случаев, когда она относится к
какой-либо из следующих категорий:
а) монтажные стержни для поддержки поперечной арматуры до
бетонирования;
б) арматура для восприятия растягивающих напряжений, возникаю-
щих при необычных условиях нагружения;
в) арматура для предупреждения возникновения трещин от началь-
ных температурных влияний и усадки в тех случаях, когда нет возмож-
ности осуществить обжатие бетона в достаточно ранний срок;
г) арматура для восприятия не учитываемых расчетом напряжений
от изменений температуры и от усадки в кромках элементов соору-
жений, полностью открытых внешним воздействиям, или в краях тонких
плит, примыкающих к мощным балкам;
е) дополнительные стержни для достижения проектного запаса проч-
ности в случае, если натянутой стальной арматуры недостаточно.
Требования DIN 1045, касающиеся значений минимального армиро-
вания для колонн, неприемлемы для сечений напряженно армированных'
элементов. Эти требования возникли в то время, когда работа рамы как
несущей конструкции здания большей частью в расчетах не учитывалась
и восприятие изгибающих моментов в углах рамы обеспечивалось именно
за счет выполнения этих требований. Колонна, подвергающаяся только
центральному сжатию, и при осуществлении ее из обычного железобетона
не нуждалась бы в усилении продольной арматурой.
В случаях, когда сечение бетона, работающее на сжатие, недостаточно,
усиление его при помощи продольного армирования должно всегда рас-
сматриваться как недостаточная и дорогая мера. В смысле затраты
обоих материалов в этом случае более удачным решением является
заключение имеющегося бетонного сечения в обмотку, что повышает его
несущую способность.
При размещении арматурных стержней в направлении действия сжа-
тия надо учитывать опасность потери устойчивости, которая зависит не
только от поперечной арматуры (хомуты и т.п.), но также от бетонного
защитного слоя. Предписываемое DIN 1045 расстояние между хомутами
в \2d предполагает наличие в колоннах тонкого защитного слоя бетона
в 15—20 мм. В предварительно напряженном железобетоне при малых
диаметрах монтажных стержней потребовались бы очень тесно располо-
женные хомуты, которые не используются, как обычно, для вос-
приятия главных растягивающих напряжений и экономически неприем-
лемы для обеспечения устойчивости сжатой продольной арматуры.
21 - 3206
321
Поэтому здесь для этой цели нужно использовать большую толщину
защитного слоя бетона, приняв ее по крайней мере в 30, а лучше в
40—50 мм. Продольные стержни надо, как правило, соответственна
располагать внутри поперечной арматуры.
При ограниченном предварительном напряжении в большинстве
случаев бывает нужна продольная арматура для восприятия допускаемых
при эксплуатационной нагрузке растягивающих напряжений в бетоне и
для достижения необходимого запаса прочности. Лучше распределять ее
по наружным поверхностям обжатой зоны растяжения и, как описано
выше, предотвратить потерю ее устойчивости при помощи хомутов или
других подобных мер.
10. 42. ПОПЕРЕЧНАЯ АРМАТУРА
Продольное сжатие призмы, если не ограничивается ее удлинение в
поперечном направлении, всегда приводит к возникновению в ней попе-
речных растягивающих напряжений. Всякий бетонный образец в конце
концов разрушается под действием поперечных растягивающих напряже-
ний. В гл. 9 было показано, что при передаче на бетон обжатия в нем
могут возникнуть значительные поперечные растягивающие напряжения.
Поэтому напряженно армированные элементы, подвергшиеся обжатию в
одном направлении, если предварительные напряжения становятся
больше, чем примерно V2cr^on, должны в принципе армироваться нена-
тянутой арматурой, перпендикулярной направлению обжа-
тия. Даже при центрально сжатом стержне, который не под-
вергается почти никакому или очень малому изгибу, потре-
буется поперечная арматура из хомутов, спиралей и т. п.
(фиг. 10. 56). Заметим здесь, что опыт строительства мостов.
показал, что предварительно напряженные подвески с недо-
статочным количеством хомутов с течением времени давали
сильные продольные трещины.
Конструкцию и размещение поперечной арматуры, укла-
дываемой в области передачи сил обжатия, нужно<
особенно тщательно продумать и рассчитать ее количе-
ство по гл. 9.
Поперечная арматура используется для восприятия ска-
лывающих или соответственно главных растягивающих
напряжений не только в стенках, но также в местах примы-
кания поясов к стенкам тавровых, двутавровых или короб-
чатых балок. Поперечную арматуру нужно устанавливать
также в тех случаях, когда главное растягивающее напряже-
ние настолько мало, что необходимость в армировании не
вытекает из норм. При этом бывает достаточно рассчитать
Спираль ипи*
хомуты_^
Натянутая
арматура
Фиг. 10. 56.
Даже в цент-
рально обжа- арматуру приблизительно на половину усилий от главных
" растягивающих напряжений и передать остальную часть
усилия на бетон.
При установке хомутов в стенках предварительно напря-
женных балок надо принимать в расчет моменты за-
делки плиты в стенке; эти моменты вследствие
напряжениях жесткости балки на кручение большей частью бывают значи-
тельными. Пренебрегать ими ни в коем случае не следует,
так как поперечная арматура напряженно армированных ба-
лок, как правило, довольно незначительна (фиг. 10. 57, а).
Учитывая эти моменты, при использовании поперечного обжатия
стенок целесообразно размещать по их наружным граням два ряда
тых стерж-
нях необхо-
димо по-
перечное ар-
мирование
при высоких
сжимающих
322
натянутых проволок снаружи (фиг. 10. 57, б). В очень тонких и поэтому
слабо сопротивляющихся кручению стенках можно, разумеется, распо-
лагать напряженную арматуру центрально. В местах изменения направ-
ления элементов напряженной арматуры в зависимости от величины силы
натяжения и углов изменения направления действуют подчас значитель-
ные боковые силы, создающие над каналами, в которых скользит арма-
Момент заделки м„
ппиты \"1
i |
! •LНатянутая армагпцрй
I ("Г стенАи
I
Фиг. 10.57. Следует учитывать влияние момента защем-
ления MnSt, действующего в сечении /—/, вследствие за-
делки полки в стенку
тура, раскалывающие напряжения, что также вызывает необходимость
в поперечной арматуре (фиг. 10. 58). В неразрезных балках такая по-
перечная арматура требуется под изогнутым опорным участком натягивае-
мой арматуры. Эти хомуты можно пропустить до самой опоры (фиг.
10. 42).
1 Е
\фЩ /р&
'Ш
1 , _ .г . г^. и
V' Г*И
ЙЙ
Фиг. 10. 58. В местах изменения направления элементов арматуры
•необходима поперечная арматура, устанавливаемая в зависимости
от боковой силы
Не должна быть забыта и поперечная арматура для восприятия
боковых сил в местах разведения проволок, образующих напряженный
арматурный элемент (фиг. 10. 22).
При нагнетании раствора в каналы в конце процесса иногда приме-
няют сравнительно высокое давление (6—10 кг/см2), например для того,
чтобы возможно основательнее заполнить пустоты, оставшиеся под
трубками. При этом в окружающем бетоне также развиваются попереч-
ные растягивающие напряжения существенной величины; можно поэтому
21*
323
[Г
Pi.... Ill
Wz
к i
IK»
*> \
Г г
I
ъл
IZJ
T
рекомендовать укрепить эту зону при помощи охватывающих хомутов
хотя бы в тех местах, где защитный слой тонок, а продольное напряже-
ние велико (фиг. 10. 59).
Эти хомуты предохраняют также от действия боковых сил, возникаю-
щих из-за непредусмотренных отклонений арматурных элементов натя-
нутой арматуры от их про-
ектного положения, в ре-
зультате чего также может
развиться поперечное растя-
жение.
В плитах, подвергаемых
обжатию в продольном и
поперечном направлении,
имеет смысл укладка нена-
тянутой арматуры только в
третьем направлении. По
этой причине, например, в
Гейльброннском железнодо-
рожном мосту [132] в плиту
с предварительным двуосным
напряжением была уложена
зигзагообразная стальная
•сетка (фиг. 10. 60). При очень высоких сжимающих напряжениях по
обеим осям отсутствие поперечной арматуры грозит преждевременным вы-
ходом из строя плиты вследствие раскалывания отслоившихся пластов
Фиг. 10.59. Сильно обжимаемые нижние пояса
нужно надежно армировать хомутами, охваты-
вающими 'Натягиваемую арматуру
Фиг. 10. 60. Зигзагообразная стальная сетка, применяемая в
двуосно обжатых плитах. Продольная натягиваемая арма-
тура не показана
бетона. Опытов с достаточно высокими напряжениями в элементах такого
вида еще не было. Поэтому целесообразно для обоснования выбора разме-
ров! поперечной арматуры при значительном двуосном обжатии прово-
дить опыты.
324
Во всяком случае армирование предварительна
напряженных железобетонных конструкций нена-
тянутой арматурой, уложенной преимущественно
перпендикулярно направлению натяжения, яв-
ляется правильным принципом.
10. 5. РАСПОЛОЖЕНИЕ АРМАТУРНЫХ ЭЛЕМЕНТОВ
И РАССТОЯНИЯ МЕЖДУ НИМИ
10. 51. РАСПОЛОЖЕНИЕ АРМАТУРНЫХ ЭЛЕМЕНТОВ ПО ВЫСОТЕ СЕЧЕНИЯ
В напряженно армированной железобетонной конструкции требуется
гораздо большая точность при определении положения по высоте сече-
ния элементов напряженной арматуры, чем это требовалось до сих пор
в обычном железобетоне. Это объясняется тем, что силы натяжения по
сравнению с площадью сечения очень велики, так что даже незначитель-
ное отклонение арматуры по высоте от размера, принятого в расчете,
влечет за собой заметное изменение величины момента от предваритель-
* ного напряжения.
Напряжения под действием постоянной нагрузки получаются путем
взаимного вычитания напряжений от Мg и MVi величины которых обычно
близки. Следовательно, если величина Mv, например, из-за неточной
установки арматурных элементов на 5% превысит расчетную, то в резуль-
тате напряжение может оказаться на 20—30% больше, чем получалось
по расчету.
Необходимая степень точности установки, строго говоря, зависит от
расстояния между краями ядра сечения. Однако в качестве простого
практического правила достаточно помнить, что отклонение не должно
превышать ± 1/2оо К т. е. что при высоте балки 40 см элемент напряжен-
ной арматуры должен быть установление точностью ±2 мм, при высоте
балки 4 м — с точностью ±2 см. Поэтому в конструкциях покрытий из-за
малой высоты балок требуется большая точность, чем в мощных балках
мостов.
В небольших балках, изготовляемых на стенде, правильное располо-
жение арматуры по высоте сечения обеспечивается обычно при помощи
точных стальных шаблонов. В тех случаях, однако, когда балки бетони-
руются на месте, конструктору приходится решать, каким способом
' обеспечить проектное положение арматурных элементов, т. е. на рабочих
чертежах напряженно армированных балок должны быть показаны с раз-
мерами точностью до 1 мм все фиксирующие устройства для элементов
напряженной арматуры, которые предстоит установить. Ни в коем случае
не следует допускать, чтобы непосредственно строители произвольно
назначали расположение арматурных элементов по высоте сечения.
Расстояние между подпорками зависит от жесткости арматурных
элементов. У пучков проволок, уложенных в трубках диаметром 30 мм,
расстояние между подпорками должно быть примерно 0,6—0,9 м. У круп-
ных стержней, например диаметром 26 мм, достаточно бывает расстояния
от 0,8 до 1 м. У составных пучков в коробах из листа расстояние должно
примерно соответствовать 12—20-кратной высоте короба в зависимости
от жесткости.
Вопрос о подпорках для арматурных элементов более подробно рас-
сматривается в гл. 19. 1.
В заключение отметим еще, что сквозные арматурные элементы для
многопролетных балок должны иметь очень сильные подпорки над проме-
жуточными опорами, поскольку при понижении температуры укорачи-
вающиеся в пролете части арматурного элемента отделяются от подкла-
325
док, на которых они лежали, так что вся тяжесть такого элемента, если
концы его хорошо заанкерованы, может передаться на немногие под-
порки над промежуточными опорами.
10. 52. РАССТОЯНИЯ МЕЖДУ АРМАТУРНЫМИ ЭЛЕМЕНТАМИ
Расстояние между проволоками или стержнями изделий, изготовлен-
ных на стенде, должно по меньшей мере равняться наибольшему размеру
зерен заполнителя употребляемого бетона. При использовании рояльной
проволоки часто уменьшают расстояние до 5 мм, для чего соответственно
требуется применение мелкозернистого за-
полнителя. Расстояние от края выбирается
по DIN 4225, В исключительных случаях его
можно уменьшить до 10 мм.
При размещении натягиваемой арматуры
в каналах нужно учитывать, что сильно сжа-
тый при предварительном напряжении бетон
ослаблен этими каналами. Поэтому рассто-
яние между краями отверстий каналов дол-
жно быть в обоих направлениях равно их
диаметру, но не меньше чем 30 мм, а у
края — не меньше чем 40 мм (фиг. 10. 61).
Выше уже указывалось на необходимость
предусматривать большие просветы для про-
хода глубинных вибраторов. Расстояние от трубок до верхнего или ниж-
него края также целесообразно выбирать равным или больше 40 мм.
15...20мй
Фиг. 10. 61. Расстояние меж-
ду арматурными элементами
арматура
Фиг. 10. 62. В местах изменения направления следует назначать расстояния
между ар;матурными элементами по высоте балки увеличенными
При криволинейной арматуре надо обращать внимание еще на то,
что на бетонную стенку, разделяющую арматурные элементы, располо-
паемарительно папря*<епмам женные в два ряда, непосредственно передаются
вертикальные составляющие усилий натяжения^.
В области расположения элементов с большой
кривизной нужно соответственно назначать увели-
ченными расстояния между ними в направлении
действия этих составляющих (фиг. 10. 62).
При прямоугольных кожухах из кровельного
листа расстояние от нижнего края должно, как
правило, составлять 0,5 6, а расстояние между
двумя коробами — 0,6 Ь, где b — ширина кожуха
угольника (фиг. 10. 63). Такое сравнительно боль-
шое расстояние необходимо уже из практических
соображений для того, чтобы достигнуть надеж-
ного заполнения бетоном пространства под корог
бами и его уплотнения.
шш
Фиг. 10. 63. Расстояние
до граней при установ-
ке прямоугольного ко-
жуха из кровельной
стали
326
10. 53. РАСПОЛОЖЕНИЕ ЭЛЕМЕНТОВ НАТЯНУТОЙ АРМАТУРЫ
ПО ШИРИНЕ СЕЧЕНИЯ
По ширине сечения элементы натянутой арматуры следует размещать
таким образом, чтобы равнодействующая усилий натяжения совпадала с
линией центров тяжести сечений бетона. Это правило необходимо соблю-
дать и для широких плит, так как в противном случае будут возникать
крутящие моменты, вызываемые действием вертикальных составляющих.
Упомянутое требование особенно относится к сборным балкам с тонкими
стенками и узкими поясами. Малейшее отклонение линии равнодействую-
щей усилий арматуры от линии центров тяжести сечений влечет за собой
горизонтальный изгиб балки. Следовательно, при определении положе-
ния арматурных элементов по ширине сечения нужна еще большая точ-
ность, чем при размещении их по высоте. Поэтому в балках, изготовляе-
мых на стендах, положение проволок фиксируется точно расположенными
шаблонами. При изготовлении балок на строительной площадке также
необходимо обеспечить проектное расположение проволок по ширине се-
чения во время бетонирования при помощи гребенчатых шаблонов. Лучше
вытаскивать шаблоны после того, как бетон в этом месте уже подверг-
нется некоторому предварительному уплотнению.
Массивные плиты и балки коробчатого сечения не так чувствительны
по отношению к боковым смещениям арматуры. Все же и для них жела-
тельна большая точность, так как вследствие непредусмотренных искрив-
лений арматуры возникает дополнительное сопротивление от трения.
10. 6. НАПРЯЖЕННО АРМИРОВАННЫЕ СОСТАВНЫЕ ЭЛЕМЕНТЫ
ИЗ СБОРНЫХ ДЕТАЛЕЙ
На практике балки часто составляются из коротких готовых деталей
путем их объединения при помощи последующего натяжения. Для изго-
товления отдельных деталей при
этом могут быть использованы сталь-
ные формы и машины, например ма-
шины для изготовления пустотелых
блоков, благодаря чему снижается
стоимость изделий. На концах со-
ставных элементов для размещения
.анкерных устройств располагаются
детали специальной формы, которые
могут производиться по одному из
описанных способов. Швы распола-
гают преимущественно вертикально
в заполняют тонким слоем (до 2 см)
цементного раствора (фиг. 10. 64).
Раствор в швах должен иметь по-
всюду одинаковую консистенцию и
заполнять их с безукоризненной
плотностью. Чем тоньше слой це-
ментного раствора по сравнению с
шириной сечения, тем менее затвер-
девшим может быть раствор ко вре-
мени натяжения, так как в этом слу-
чае он не может выдавиться в
стороны. Поэтому в большинстве
случаев оказывается возможным осу-
ществлять натяжение арматуры уже
Фиг. 10. 64. Типы балок, собираемых из
готовых деталей, путем их обжатия
327
через несколько часов после сборки соединения блоков, если сами они*
достаточно затвердели. Устройство зубцов и канавок в швах ненужно, так
как трения прижатых друг к другу деталей достаточно и для передачи на-
грузки, а главные растягивающие напряжения направлены очень круто.
В этих случаях требуется полное предварительное напряжение хотя бы
уже потому, что здесь нельзя установить обыкновенную, ненатянутую,
арматуру.
Фиг. 10. 65. Поперечные разрезы различных железобетонно-кера-
мичеоких перекрытий акционерного общества «Штальтон»
(Цюрих)
Элементы натягиваемой арматуры или продеваются сквозь устроенные
в бетоне отверстия, или устанавливаются в канавках, которые затем за-
полняются бетоном.
Маньель испытал с успехом до разрушения ферму покрытия большого
пролета, составленную из пустотелых блоков [81]. Смелые по замыслу,
фермы большого ангара на Лондонском аэродроме состоят из сборных
деталей. Фрейсине, использовав та-
кую конструктивную систему, по-
строил в 1941 г. упомянутые в
гл. 20 большие мосты через Марну.
При помощи последующего на-
тяжения блоков из естественного
камня можно также получить со-
ставные несущие конструкции по-
крытий больших пролетов. Автор
еще в 1940 г. предлагал собирать
конструкции покрытий больших
ангаров и т. п. из гранитных бло-
ков, которые способны выдержи-
вать большие напряжения.
Фирма «Штальтон» (Цюрих)
изготовляет на стендах составные
элементы междуэтажных перекры-
тий из пустотелых керамических
блоков. Проволоки здесь уклады-
ваются в желобки, имеющиеся в
пустотелых блоках, соединенных
цементным раствором; после натя-
жения проволок желобки заполня-
ются прочным бетоном, вовлекаю-
щим блоки в совместную работу.
Этот тип перекрытий нашел рас-
пространение в ряде стран и хо-
рошо себя оправдывает (фиг.
10. 65 и 10. 66) [116]. Совместно
стянутые керамические блоки не
подвержены ползучести, что при-
Фиг. 10. 66. Образцы железобетонно-кера-
М'ических перекрытий
328
менительно к междуэтажным перекрытиям представляет известное пре-
имущество по сравнению с предварительно напряженными железобетон-
ными балками, изготовленными на стендах, ползучесть которых неодно-
кратно являлась причиной рас-
трескивания потолков.
Неоднократно также применя-
лись конструкции, собираемые из
заранее изготовленных предвари-
тельно напряженных сборных ба-
лок, объединяемые при помощи
последующего натяжения на опо-
рах в неразрезные балки, причем
эта опорная арматура большей
частью рассчитывалась только на
моменты от полезной нагрузки
(фиг. 10. 32).
Последователи Фрейсине часто
возводят мосты из ряда уложен-
ных ©плотную двутавровых балок
(фиг. 10. 20). Верхние, далеко
выступающие плиты балок соеди-
няются встык и связываются швом
Шобразной формы. Поперек плит
проходят трубки, сквозь которые
после укладки всех балок протя-
гивают элементы натягиваемой
арматуры для создания попереч-
ного обжатия в образованной та-
ким путем проезжей части моста.
Поверх всего укладывается бетон-
ное покрытие, которое до извест-
ной степени закрепляется на бал-
ках благодаря их рифленой по-
верхности.
В США этот способ также
широко применяется (например,
пандус моста Тампа-Бэй во Фло-
риде, имеющий длину в несколько
километров). В последнее время
там изготовляют на стендах балки
пролетом до 24,5 ж, армированные
витыми прядями из семи прово-
лок каждая. На фиг. 10. 67 пред-
ставлен открытый полигон для
производства таких балок фирмы
«Формильи Корпорэйшн» в Бер-
лине, Нью-Джерси (США). Пряди
натягиваются совместно при по-
мощи гидравлических домкратов
(фиг. 10. 67, а). Балки прежде все-
го хорошо укреплены хомутами на
концах; хомуты выступают вверху
из пояса (фиг. 10.67, б). Стальная
опалубка легко передвигается.
При сборке конструкций из таких балок нужно 'следить за тем, чтобы
все балки находились приблизительно в одинаковой стадии укорочения
Фиг. 10. 67. Стендовое производство сбор-
ных балок для мостов
а — общий вид натяжного устройства для семн-
проволочных прядей с гидравлическими домкра-
тами; б — натянутая арматура и установка бо-
ковой опалубки; в — штабель готовых балок
(фирма «Формильи Корпорэйшн», Берлин, Ныо-
Джерси, США)
329'
-от усадки и ползучести, чтобы избежать в дальнейшем высоких напряже-
ний сдвига в сопрягаемых швах. Верхний слой монолитного бетона при
¦обычных условиях вызревания подвергается растягивающим напряже-
ниям в результате усадки и благодаря наступающему у подвергшихся
сильному предварительному напряжению балок возрастанию стрелки из-
гиба кверху, вызванного ползучестью бетона. Поэтому рекомендуется
армировать этот верхний слой густой сеткой.
Фиг. 10. 68. Устройство монолитной проезжей части, уложенной по предварительно
напряженным сборным балкам (акционерное общество «Вайсе и Фрайтаг»)
В Германии неоднократно применяли способ укладки монолитной
верхней плиты по сборным балкам из предварительно напряженного же-
лезобетона с узким верхним поясом (фиг. 10. 68). При этом предвари-
тельно напряженные железобетонные элементы, в которых процессы
усадки и ползучести уже частично завершились, работают совместно
с молодым, уложенным на месте бетоном. Между частями конструкции
из бетона разных возрастов также должны появиться скалывающие на-
пряжения, для восприятия которых нужна мощная арматура в виде
хомутов, выступающих из поясов сборных балок [86].
При постройке мостов иногда все сооружение делится продольным
швом на два участка, выполняемых в разное время. Если затем после
создания предварительного напряжения хотят соединить между собой обе
части конструкции, то нужно учесть значительные напряжения сдвига,
возникающие как следствие различных состояний в отношении усадки и
ползучести в обеих частях сооружения. Поэтому в соединительном шве
также должна помещаться достаточно сильная поперечная арматура или,
что еще лучше, надо подвергнуть об§ части конструкции совместному
обжатию в поперечном направлении.
Глава 11
11. РАСЧЕТ НАПРЯЖЕННО АРМИРОВАННЫХ
НЕСУЩИХ КОНСТРУКЦИЙ
11. 1. ЧТО ПОДЛЕЖИТ РАСЧЕТУ?
Из предыдущих глав нам уже известно, что для напряженно арми-
рованного железобетона недостаточно проверить расчетом допустимость
напряжений от собственного веса gy полезной нагрузки р при наиболее
неблагоприятном ее расположении, от ветра и температуры t, а для ста-
тически неопределимых конструкций еще и от усадки s (эксплуатацион-
ные нагрузки).
Статический расчет должен сверх того охватывать нижеследующие
вопросы.
1. Влияние эксплуатационных нагрузок
до» проявления усадки и ползучести
Определение напряжений от эксплуатационной нагрузки и предвари-
тельного напряжения производится при этом непосредственно после натя-
жения, т. е. прежде чем предварительное напряжение уменьшится, вслед-
ствие проявления усадки и ползучести бетона.
Для этого раздельно определяют величину напряжений от действия
g, V0, р и в некоторых случаях t+s и суммируют их обычным образом.
В этих условиях, как правило, без учета полезной нагрузки, возникают
наибольшие сжимающие напряжения в зонах растяжения, а наименьшие
напряжения — в зонах сжатия, которые не должны совсем переходить
в растяжение или только в допустимых пределах.
2. Влияние монтажных нагрузок до проявления
усадки и ползучести
В случае если во время натяжения собственный вес сооружения еще
не приложен или по какой-либо причине еще не оказывает своего полного
воздействия, определяются напряжения, вызываемые совместным дей-
ствием частичного собственного веса и предварительного напряжения до
проявления усадки и ползучести.
В данных условиях сжимающие напряжения в зоне растяжения обычно
больше, чем в п. 1, и зона сжатия находится под угрозой растяжения.
Если при этом получаются слишком высокие величины напряжений, то
необходимо рассчитать, до какой доли V0 можно доводить натяжение.
3. Потери силы натяжения от трения, усадки
и ползучести бетона и от ползучести стали
Если натяжение производится до бетонирования, нужно также учиты-
вать упругое обжатие бетона.
331
4. Влияние эксплуатационных нагрузок после
проявления усадки и ползучести
Определяются напряжения при эксплуатационной нагрузке и предва-
рительном натяжении Уоо после проявления усадки и ползучести. В этом
случае под действием полезной нагрузки наибольшие сжимающие напря-
жения возникают в зоне сжатия, а наименьшие (иногда растягивающие)
в подвергавшейся обжатию зоне растяжения.
5. Трещиноустойчивость
При ограниченном предварительном напряжении (наибольшие растя-
гивающие напряжения в зоне растяжения или сжатия по п. 1, 2 или 4)
необходим расчет ненатянутой арматуры, которая нужна для восприятия
растягивающих напряжений и также для того, чтобы предотвратить рас-
крытие трещин. Соответствующий расчет может выполняться и в случаях,
предусмотренных в п. 1, 2 и 4.
6. Определение запаса прочности
Разрушающий момент должен быть больше эксплуатационного
Mg+p в 1,75 раза, если разрушение начинается с разрушения арма-
туры, в 2,5 раза, — если разрушение начинается с разрушения бетона.
Следует также убедиться, что несущая способность по отношению к
поперечным силам в 1,75 раза больше Qg+P*
7. Перемещение арматуры при натяжении
и потери от трения
Определяются деформации удлинения элементов арматуры при натя-
жении и упругого (начального) обжатия бетона — двух величин, которые
вместе дают величину перемещения натягиваемой арматуры. При этом
определяют влияние трения арматуры на прямых участках, а также
в местах действия боковых сил от изменения направления арматуры или
разводки ее концов. Вызванное этим уменьшение натяжения (потеря
напряжений стали или удлинения) должно быть принято в расчет. В рас-
чете должно быть указано, нужно ли и насколько именно повысить силу
натяжения, чтобы восполнить потери, и какие примерно здесь возможны
допуски.
8. Боковые силы от изменения направления
арматуры и разводки ее концов
В местах изменения направления элементов «атянутой арматуры
нужно найти расчетом поперечное давление натянутых проволок, в неко-
торых случаях — возникающие в бетоне раскалывающие силы. Кроме
того, надо удостовериться, что боковая сила не может отколоть какие-либо
части бетона. В местах разводки элементов арматуры надо учитывать
величину боковых сил. Необходимо также ввести в расчет силы, возни-
кающие благодаря искривлениям или изломам линии центров тяжести
сечений конструкции.
9. Передача сил натяжения.
Необходимо определить расчетом количество арматуры для воспри-
ятия раскалывающих и изгибных напряжений в местах передачи сил
натяжения (места анкеровки элементов натянутой арматуры).
10. Анкеры элементов натянутой арматуры
Размеры деталей анкерных устройств должны устанавливаться рас-
четом в том случае, если надежность анкеровки не установлена и без того
путем практических, опытных данных и т. п.
332
11. Укорочение конструкции
Необходимо вычислить величину общего укорочения напряженно арми-
рованной несущей конструкции (начальное упругое обжатие + длитель-
ное пластическое укорочение от усадки и ползучести и понижения темпе-
ратуры) и установить, какое действие оно окажет на опоры, швы, стыки
проезжей части моста и т. д.
12. Прогиб и выгиб кверху
Прогиб несущих конструкций вследствие действия ползучести имеет
переменную величину. Величина прогиба вычисляется для нагрузки от
собственного веса с учетом действия предварительного напряжения и пол-
зучести. Величина выгиба кверху, которую необходимо предусматривать
при изготовлении конструкций, зависит от расчетного прогиба.
11. 2. ОСНОВЫ СТАТИЧЕСКОГО РАСЧЕТА
П. 21. ОБЩИЕ ПОЛОЖЕНИЯ
Никакой особой статики напряженно армированного железобетона не
существует! В зависимости от условий применяют тот или иной известный
метод. Поэтому здесь отнюдь не излагается некая статика предварительно
напряженного железобетона, а только приводятся установленные на
основе предшествующего практического опыта наиболее удобные приемы
статического расчета напряженно армированных несущих конструкций
при помощи всем известных средств.
В применении к напряженно армированным статически неопредели-
мым несущим конструкциям обычные методы расчета даже больше соот-
ветствуют действительности, чем в применении к конструкциям из обык-
новенного железобетона, потому что в предварительно напряженных кон-
струкциях бетон всегда работает полным сечением и отсутствует скачко-
образное изменение жесткости при переходе от стадии 1 к стадии 2 после
разрыва бетона-, если только не будут допущены слишком высокие растя-
гивающие напряжения в бетоне. Отклонения от нормальных величин уси-
лий, действующих в сечении, могут вызываться только усадочными
деформациями бетона в случаях, которые более подробно рассматрива-
ются в 12. 4.
11. 22. ОСНОВНЫЕ ПОЛОЖЕНИЯ
1. Усилия предварительного напряжения рассматри-
ваются в статическом расчете как внешние силы, находящиеся во
взаимном равновесии, а следовательно, не вызывающие в статически опре-
делимой системе никаких опорных реакций (дополнительно "к реакциям от
постоянной или полезной нагрузки).
В литературе предварительные напряжения иногда определяют как
«собственные напряжения». Такое определение является ошибочным и
излишне затрудняет понимание существа вопроса. Под собственными на-
пряжениями вообще понимают такие напряжения в каком-либо теле или
конструкции, которые вызваны не внешней нагрузкой, а действием вну-
тренних причин, например различием температур или степени усадки,
а в стали — неравномерным охлаждением и т. п. Эти напряжения возни-
кают непроизвольно и плохо поддаются расчету. Натяжение, создающее
предварительное напряжение, напротив, является внешним силовым воз-
действием, вводимым сознательно, имеющим определенную величину, и
поэтому его действие легко может быть оценено путем расчета.
333
Натямение с одной
стороны
2. Силы натяжения в местах анкеровки действуют в направлении оси
элемента натянутой арматуры и создают в каждом месте изменения
направления боковые силы и силы трения, которые также
надо рассматривать как внешние силы ив том случае, когда эле-
менты натянутой арматуры расположены внутри бетонного сечения
(фиг. 11. 1). Направление
Ъе сил трения зависит от на-
правления натяжения.
3. Силы трения отсут-
ствуют, если натяжение
производится до бетониро-
вания или при примене-
нии способа Кани.
Если сумма сил трения
невелика (рекомендуемый
предел 0,05 V0), то при по-
следующем натяжении ар-
матуры ими можно прене-
бречь. Если они имеют
большую величину, то учи-
тывают их влияние, умень-
шая силу натяжения, как описано в гл. 7, не рассматривая местного
воздействия на конструкцию отдельных сил трения.
4. Если не учитывать трение, можно считать, что равнодействующие
боковых сил направлены по биссектрисам. Тогда
U = V arc Д ср,
СипоОои многоугольник
замкнут t -равновесие
Фиг. 11. 1. Боковые силы (от изменения направле-
ния) и силы трения и их действ-ие на бетон
а при очертании оси натянутой арматуры по дуге окружности с радиу-
сом г (фиг. 11.2)
V_ Vdy
ds
\U-CQS<p
U-sinp
Фиг. 11. 2
He будет заметной ошибки, если при расчете простых балок пренебречь
горизонтальными составляющими боковых сил U sin ср (расчет см. [155])
и исходить только из величины вер-
тикальной составляющей, и даже
для малых углов ср (плавное измене-
ние направления арматуры) просто
считать боковую силу U вертикаль-
ной. При очертании оси арматуры по
дуге окружности можно тогда рас-
V
сматривать tt ^ — как равномерно
г
распределенную нагрузку.
При параболическом очертании осей арматурных элементов также
можно производить расчет с достаточной степенью приближения,
исходя из равномерно распределенной вертикальной составляющей
V ¦ 8/
и — -l. (фиг. 11.3). Правда, такой подход основан на том, что вели-
г2
чина горизонтальной составляющей силы натяжения является постоянной,
в то время как в действительности при предварительном напряжении
(без трения) постоянны не силы VH, а V. Если натяжение производится
с обоих концов, то V снижается вплоть до самой вершины параболы.
334
-I
Можно было бы получить величину трения, отвечающую условию-
щ = const.
Для большего приближения следовало бы подставить в качестве силы
натяжения ту силу, которая получится в средней точке параболы, т. е. в ее
вершине, после вычитания сил трения,
поскольку действующие там вертикаль-
ные составляющие в§ большинстве слу-
чаев имеют наибольшее плечо относи-
тельно опорных сечений и поэтому
оказывают решающее влияние на вели-
чину моментов.
Стрелка / измеряется для дуги па-
раболы по отношению к линии, соеди-
няющей точки ее пересечения с осями
опор, а для сквозных элементов натя
Фактическое направление баковых сил
(от изменений направления)
Общепримятое приближение при у<к
НуТОЙ арматуры МНОГОПрОЛеТНЫХ баЛОК Приближенна u^canst
по отношению к касательным, прове- фйг и 3 Влиянием горизонталь,
шейным к оси арматуры над опо- ных составляющих боковых сил обыч-
рами. но пренебрегают
Благодаря этим упрощающим допу-
щениям расчет боковых сил становится
совсем несложным. Как только ^ >Vi2, нужно уже определять влияние
наклона боковых сил.
5. Укорочения бетона от усадки и ползучести теоретически имеют раз-
личную величину почти в каждой точке, так как в особенности ползу-
честь зависит от величины напряжений. Вследствие этого уменьшение
силы натяжения при обычном сцеплении тоже будет в разных точках
различным. Поскольку учесть эти переменные изменения силы V, напри-
мер в статически неопределимой несущей конструкции, практически едва
ли возможно, а влияние этой изменчивости лежит в таких границах, что
им можно пренебречь, большей частью принимают потери силы натя-
жения постоянными для всех точек конструкции и учитывают их, при-
нимая силу натяжения У со < У0 или У со — «a V0-
Потеря силы натяжения вычисляется для сечения, подвергающегося
наибольшему сжатию при действии g. Однако ничто не мешает вы-
числять ожидаемую потерю силы натяжения для каждого сечения в
отдельности.
6. Статическая расчетная схема должна соответствовать действитель-
ности. Нельзя произвольно принимать свободу угловых перемещений
опоры, если существует некоторая степень защемления, так как иначе,
как только начнут проявляться деформации, вызванные предварительным
напряжением, в местах защемления образуются трещины. В особенности
это относится к плитам, у которых для того, чтобы достигнуть желаемого
эффекта — устранения растягивающих напряжений бетона, — нужно вво-
дить в расчет приблизительно правильные краевые условия. Для этого
большей частью оказывается достаточным оценить степень защемления.
Переменность моментов инерции сечений J также нужно учитывать
здесь в большей мере, чем в расчетах строительных конструкций из обыч-
ного железобетона. Она зачастую оказывает значительное влияние на
статически неопределимые величины.
Мы производим обжатие путем приложения очень больших сил и
допускаем высокие напряжения. Поэтому какая-нибудь приближенная
оценка расчетной схемы, параметров J или jF, которая для конструкций
из обычного железобетона не имела бы никакого значения, в предвари-
335
тельно напряженном железобетоне может совершенно изменить картину
напряжений и повлечь за собой серьезные повреждения. Уже были слу-
чаи, когда из-за ошибок в расчете напряженно армированные балки во
время обжатия разлетались, как от взрыва. Всякий инженер, принимая
какие-либо расчетные допущения, должен постоянно иметь это в виду!
Для всех случаев нагрузки, включая предварительное напряжение,
нужно всегда сохранять одну и ту же статическую схему. Но если схема
вследствие каких-либо строительных условий меняется, то, разумеется,
эти изменения надо учитывать.
Ё
mVt/rH'WGL
План
?>
^
S.
5
I
I
Фиг. 11. 4. Расчетная ширина полок
на участке передачи силы обжатия
П. 3. ОПРЕДЕЛЕНИЕ РАЗМЕРОВ СЕЧЕНИИ
В качестве общего положения можно сказать, что в напряженно арми-
рованных конструкциях нельзя пренебрегать ни одним участком
сечения, так как в противном
случае картина напряжений не бу-
дет соответствовать действитель-
ности. Следовательно, для опре-
деления того, какая часть ши-
рины полок тавровых или коробча:
тых балок участвует в восприятий
^ и— изгибающих моментов, формула
^ТТТ DIN 1045 <25' 3) уЖе непРиме"
^11' нима1; нужно вводить в расчет
полную ширину для всех сечений,
которые удалены от крайней опо-
ры примерно на расстояние а
(фиг. 11. 4) (см. также [89]). В
пределах участка передачи силы
натяжения рабочую ширину полки
можно принимать примерно по
фиг. 11. 4. При этом предпола-
гается, что полка имеет такую
толщину или так укреплена в поперечном направлении, что можно не
опасаться ее выпучивания; это условие обычно выполняется для несущих
конструкций.
Положение участков сечения по его высоте
надо учитывать в точном соответствии с дей-
ствительностью. При расчете мостов, например,
нельзя попросту исключать из рассмотрения по-
вышенную тротуарную плиту или обочину, как
это, к сожалению, часто делают. Необходимо
вводить в расчет и эту часть сечения, учитывая
действительное ее положение по высоте сече-
ния (фиг. 11. 5).
Для конструкций с не очень высокой сте-
пенью предварительного напряжения (напря-
1 Упомянутая формула относится к определению ширины Ь полки таврового сече-
ния, учитываемой при расчете. Для тавровой балки симметричного сечения, например,
эта формула выглядит так:
где d — толщина полки; bs — горизонтальная проекция длины вута в месте перехода
полки в ребро; Ь0 — ширина ребра. (CM.«Beton-Kalender», 1955 г., стр. 558.) (Прим.
редактора.)
Фиг. 11. 5. Повышенные
части поперечного сечения,
например тротуарные пли-
ты или карнизы на мо-
стах, следует полностью
учитывать в расчете
336
жение нигде не превышает 0,6 адоп) или таких, где сумма FGi + Fe по
сравнению с Fb армированной зоны (считая от центральной оси до ниж-
ней грани) невелика (примерно меньше 1%), достаточно вести расчет,
исходя из общих значений F, J и W бетонного сечения, т. е. не учитывая
сечения каналов и арматуру.
11.31. ЭЛЕМЕНТЫ С ПРЕДВАРИТЕЛЬНЫМ НАПРЯЖЕНИЕМ
(ДО БЕТОНИРОВАНИЯ) И СО СЦЕПЛЕНИЕМ
Для статического расчета необходимо знать следующие параметры
сечения:
F — площадь обжимаемого сечения бетона без учета сечения арма-
туры;
F{ — приведенное сечение, равное сумме площадей сечения бетона F
и сечения арматуры, умноженного на (п — 1), причем в формулу под-
ставляется сечение натягиваемой и обыкновенной арматуры. Для п при-
нимается отношение модулей упругости применяемых материалов.
При расчете напряжений под совместным действием собственного веса
(постоянной нагрузки) и предварительного напряжения до и после про-
явления усадки и ползучести для определения слагаемого от нормальной
силы подставляется Fh поскольку сцепление имеет место с самого
начала.
Для определения напряжений от полезной нагрузки и от действия тем-
пературных изменений подставляется Ff, так как благодаря сцеплению
арматура в целом испытывает изменения напряжения того же знака, что
и окружающий ее бетон, но при этом в п раз большие.
Для определения напряжений, вызываемых изгибающими моментами,
вычисляются, как обычно, моменты инерции и моменты сопротивления
сечений. При этом в соответствии со сказанным выше относительно нор-
мальных сил различают:
J, W — момент инерции и момент сопротивления для всего сечения бе-
тона, без учета арматуры;
Jh Wi — приведенные величины — аналогична Ft.
П. 32. ЭЛЕМЕНТЫ С ПОСЛЕДУЮЩИМ НАПРЯЖЕНИЕМ
(ПОСЛЕ БЕТОНИРОВАНИЯ) С ВОССТАНАВЛИВАЕМЫМ СЦЕПЛЕНИЕМ
Здесь, помимо величин, перечисленных в 11. 31, требуются еще пара-
метры сечения бетона без учета арматуры, параметры сечения нетто,
получающиеся после вычитания площади сечения каналов, а не только
площади сечения стали, так как во время натяжения эти каналы еще
пустые. Таким образом, эти параметры являются определяющими для
расчета при постоянной нагрузке + предварительное напряжение.
При вычислении приведенных величин сечения подставляют только
умноженные на (п—1) площади сечения арматуры, а заполненные под
давлением цементным раствором пустоты каналов для арматуры рассма-
тривают как части сечения бетона, которые вступают в действие после
образования сцепления.
Эти значения вводятся в расчет напряжений от любых полезных на-
грузок или других случаев нагрузки (в том числе t и $), создающих
напряжения после образования сцепления.
22 - 3206
337
11. 33. НАПРЯЖЕННО АРМИРОВАННЫЕ ЭЛЕМЕНТЫ БЕЗ СЦЕПЛЕНИЯ
В этом случае приведенные параметры сечения отличаются от указан-
ных в 11. 32 тем, что если нельзя привести точные цифры, выражающие:
долю участия сечений элементов натянутой арматуры в изменении напря-
жений от полезной нагрузки, лучше совсем не принимать их в расчет.
11. 34. ЦЕЛЕСООБРАЗНЫЙ ПОРЯДОК ВЫЧИСЛЕНИЯ ПАРАМЕТРОВ
СЕЧЕНИЯ
(Не забывать о заключительном замечании в 11. 32)
Объединим сечения пустот каналов и сечения элементов натянутой
арматуры в виде двух прямоугольников, каждый из которых находится
в проектном положении по отношению к центру тяжести (фиг. 11. 6), и
получим:
F— полная площадь сечения [в соответствующих случаях:
+ (л-1) F.]\
Fgi — площадь сечения каналов для арматуры;
Fv— площадь сечения натянутой арматуры;
Fe—¦ площадь сечения ненатянутой арматуры; в большинстве слу-
чаев этой величиной можно пренебречь;
F„ = F-For,
j .— момент инерции всего сечения [в соответствующих случаях:
+ (n-l)F,(e-ee)*]l
собственными моментами инерции небольших площадей сече-
ний каналов и элементов натянутой арматуры в расчете пре-
небрегают (Jv = 0;Jgi)-
Фиг. 11. 6
Фиг. 11. 7
Все плечи сил лучше относить к нижнему краю сечения
(фиг. И. 7);
е-.расстояние до оси, проходящей через центр тяжести F;
eGt— расстояние до оси, проходящей через центр тяжести площади-
сечения канала для арматуры FGi\
ev— расстояние до равнодействующей усилий предварительно на-
пряженной арматуры (до центра тяжести Fv)\
338
ее— расстояние до равнодействующей усилий в обычной арматуре
(до оси, проходящей через центр тяжести сечения Fe)\
еп — расстояние до оси, проходящей через центр тяжести сечения
нетто Fn*\r&\ ; . t .
^^fTef — расстояние до оси, проходящей через центр тяжести приведен-
ного сечения F(;
Пользуясь этими» обозначениями, проводим расчет по следующей
схеме.
Параметры сечения нетто Параметры приведенного сечения
Fn=zF-FGl- Ft = F+(n-l)Fv;
_ Fe — F0le0l _ Fe-\- (n — \)Fvev
*"- F ' l~~ F-
jH=j+F{en-e?-Fol{en-eafoJl=J+F{et-er'+{n-\)Fv{e(-evf'-,
Jt .
h — et
J,
T
о n
w
К
h-en
e'
War
w . = -
yv III
11. 4. ОБЩИЕ ПОЛОЖЕНИЯ ПО РАСЧЕТУ ДЕЙСТВУЮЩИХ
В СЕЧЕНИИ УСИЛИЙ И НАПРЯЖЕНИЙ
11. 41. УСИЛИЯ, ДЕЙСТВУЮЩИЕ В СЕЧЕНИИ
Усилия, действующие в сечении балки, как обычно, относятся к сече-
ниям, которые расположены либо вертикально в пространстве, либо
перпендикулярно грани пояса (в большинстве случаев к нижней или
прямолинейной).
У сводов и рамных конструкций иногда рассматриваются также
сечения, перпендикулярные линии, проходящей через центры тяжести.
В несущих конструкциях из напряженно армированного железобетона
действуют:
всегда: продольная (нормальная) сила — составляющая силы предва-
рительного напряжения Nv9 перпендикулярная сечению, и другие
(нормальные) силы от действия внешних нагрузок или реакций;
в большинстве случаев: изгибающие моменты от предварительного напря-
жения Mv, собственного веса Mg и полезной нагрузки Мр\
в большинстве случаев: поперечные силы — соответственно Qv, QgJ Qp;
иногда: крутящие моменты MDv, MDg, MDp.
Величины усилий NVJ Mv и Q v в начальный момент времени t = О
(до проявления усадки и ползучести) и в момент t = °о (после полного
проявления усадки и ползучести) вводятся в расчет с различными зна-
чениями.
И. 42. ПРОДОЛЬНЫЕ НАПРЯЖЕНИЯ °х
После того как определены действующие в сечении усилия, продоль-
ные напряжения вычисляют обычным способом, причем надо всегда
вводить в расчет продольную силу Nv,
22*
339
Напряжения в краевом волокне, складывающиеся из напряжений
от продольной силы и изгиба (фиг. 11. 8), вычисляются по формулам:
Nv Mg+Mv
-ЛЛ,
Me+Mv
Wot
w„
Mg+Mv + Mp
F,
Wr
o/
¦Nv , Mg + Mv+Mp
для предварительного напряжения по»
еле бетонирования со сцеплением;
для предварительного напряжения до
бетонирования со сцеплением (стендо-
вое изготовление).
F;
Wm
Для того чтобы получить максимальные величины напряжений в
краевом волокне, каждый раз нужно решить, какой случай нагрузки
является самым неблагоприятным, т. е. определяющим: до проявления
усадки и ползучести или после.
г-с*0
Фиг. П. 8
Потерю силы натяжения вследствие усадки и ползучести лучше всего
определить, вычисляя вызванные усадкой и ползучестью изменения напря-
жений, т. е. определяют Aav, соответствующее силе Vo — V^ после чего
эти величины вычитаются из напряжений, отвечающих нагружению Vo.
Затем, сложив макс. (Мg + Мр) и мин, (Mg— Мр) для нахождения
предельных значений, учитывают влияние Л cv только тогда,
когда искомое предельное напряжение от этого увеличивается.
П. 43. СКАЛЫВАЮЩИЕ НАПРЯЖЕНИЯ
П. 431. Балки с параллельными поясами
В балках постоянного сечения и N = const скалывающие напряжения,
как обычно (фиг. 11. 9):
х = ^.
Jb
Здесь
Q — поперечная сила; S — статический момент площади F\9 лежащей
выше сечения, в котором определяется напряжение относительно линии,
проходящей через центр тяжести сечения, в соответствующих случаях без
площади каналов (нетто) или с умноженной на (п — 1) площадью сече-
ний элементов натянутой арматуры (приведенные площади); впрочем,
при расчете скалывающих напряжений сдвига почти всегда этими по-
правками можно пренебречь;
340
/ — момент инерции всего сечения (только при точном расчете Jn илй
соответственно //);
х — различно для каждого уа й Ъ; в краевом волокне балки т = О,
поскольку там 5 = 0.
Напряжения в сечениях, ослабленных до восстановления сцепления
каналами (ширина Ъ уменьшается на ширину канала), естественно, тре-
буют особенно точного расчета.
Фиг. п. 9
Эти расчетные скалывающие напряжения представляют собой только
воображаемые напряжения в воображаемом сечении, которые в действи-
тельности не проявляются, так как тут одновременно действуют напря-
жения от продольных сил и изгиба. Поэтому напряженно армированные
конструкции принципиально необходимо рассчитывать на главные
растягивающие напряжения по 11. 45.
11. 432. Скалывающие напряжения в балках с переменной высотой
При переменной высоте балок (вуты, криволинейные пояса и.т. п.)
величина напряжений сдвига т зависит не только от Q, но также и от М
и от степени изменения F и /, если учесть влияние вертикальной состав-
ляющей наклонного усилия, действующего. в поясе. Бай [161] приводит
для этого случая следующую формулу (фиг. 11. 10):
J J\Jdx^ г ЙНГ Р dx
, Здесь
F\ — часть площади сечения над или под сечением ss\
S — статический момент площади Ft относительно центральной оси»
которая наклонена к соответствующей, выбранной для отсчета грани
пояса под углом J3. Сечение проводят перпендикулярно одной из граней
пояса (предпочтительно к горизонтальной).
П. Бонатц [94] развил эту формулу и выразил производные —» —
dx dx
341
при помощи угла а, образуемого второй гранью пояса с первой. Кроме
того, он нашел, что поперечное напряженнее^, которое возникает здесь
даже без вертикального предварительного напряжения, оказывает замет-
ное влияние на главные напряжения (см. 11. 45). В результате им полу-
чена формула для скалывающих напряжений:
?т = [
g060g0tgg Q
J J
.u+^ygy,
(фиг. 11. 11).
При прямоугольном сечении
QS
т =
Jb
0 ё \F^Wi
Так как имеет значение правильный выбор знака, то надо помнить о
том, что b — ширина сечения элемента по сечению 55 — всегда поло-
жительна.
fi (полок) (Tf
Фиг. П. 11
jFi — часть площади под сечением 55 — всегда положительна;
5 — статический момент Ft относительно центральной оси; подстав-
ляется с отрицательным знаком в тех случаях, когда перевес
имеют части Fx с отрицательным у;
Q — положительна, когда находится справа от Сечения и направлена
вверх;
F — суммарная площадь сечения ¦— всегда положительна;
^о? ео> b^wtg ос — относятся к верхней грани, если эта грань наклон-
ная; если наклонена нижняя грань, подставляют соответственно еа;
а0 — отрицательно, так как это сжимающее напряжение;
е0 — положительно;
еи — отрицательно;
Ь0 — положительно;
tg а — положителен, когда верхняя грань поднимается вправо;
отрицателен, когда вправо поднимается нижняя грань.
При больших сечениях натянутой арматуры в расчет вводятся пара-
метры приведенных сечений или сечений нетто.
11. 44. ПОПЕРЕЧНЫЕ НАПРЯЖЕНИЯ ау
Из поперечных напряжений нас должны интересовать преимущест-
венно ст , т.. е. для балок — вертикальные напряжения в стенках.
Здесь необходимо учитывать ау в области передачи сил натяжения,
342
расчет которых производится по гл. 9. Кроме того, могут возникнуть
еще <v
Если стенки имеют предварительное напряжение в вертикальном
направлении, тогда
а
у
Vv усилие вертикального обжатия на 1 пог. ж
F площадь горизонтального сечения стенки на 1 пог. м
Необходимо проследить за тем, достаточно ли равномерно Vv.
Расположенная над стенкой нагрузка (g и р) создает поперечное
сжатие ¦— ау} которое уменьшается книзу. Большей частью этой вели-
чиной в расчете пренебрегают, однако в случае надобности для части
сечений, над параболическими элементами натянутой арматуры, ее
можно полиостью учесть, если ей противодействуют боковые силы и,
имеющие величину того же порядка.
Когда нагрузка приложена снизу, возникает поперечное растягиваю-
щее напряжение + ауз которое, безусловно, должно учитываться и которое
должно быть воспринято вертикальной натянутой арматурой или нена-
тянутыми хомутами.
В балках с переменной высотой, как показал П. Бонатц [94], ау
имеются и при отсутствии вертикального предварительного натяжения.
Эти ау в большинстве случаев настолько малы, что ими можно прене-
бречь, однако при большом наклоне поясов или больших пролетах они
могут иметь значение; поэтому целесообразно изложить их расчет по
Бонатцу.
Дополнительно к обозначениям фиг. 11. 11 нам потребуются сле-
дующие:
q — суммарная нагрузка на единицу длины в направлении гори-
зонтального сечения;
qa — погонная нагрузка ниже сечения ss, собственный вес + полез-
ная нагрузка, зависящая от положения нагрузки Qp, + боковые
силы от предварительного напряжения;
«70 — нагрузки выше сечения ss, аналогичные q;
Чо + Яи — Я*
Кроме того, обозначим подставляемые в формулы величины:
Къ — Ьъе^а
q2*o_l_ м||«±- (^__ ^A_i_ J_. ^tga 2b0tga
J J \b0 dx tga dx
J
Kz = Kl + q + c0b0ig2a.
При этих обозначениях вертикальное поперечное напряжение,выра-
жается так:
J e0F
Нужно помнить, что при а = 45° получаем т = ог^. = ау!
Необходимо также уделить внимание правильному выбору знаков.
dbn dig а '
_и_ и —-— здесь положительны, если о0 или а увеличиваются по
dx dx
направлению вправо.
343
Для прямоугольного сечения
о„ = К,
-и J-y*s | у S—y.Fi I* t
у—ч- -j +^ 3W
* = Q«te+.(|.-4i-4i*.)+*
tg3«
г'
0
Полученные таким образом величины <sy необходимо учитывать при
расчете главных напряжений.
11. 45. ГЛАВНЫЕ НАПРЯЖЕНИЯ
Для вычисления главных напряжений рассмотрим малый элемент
балки в точке х, у и действующие на него напряжения в плоскости (на-
пряжения в направлении z встречаются редко, и мы здесь ими заниматься
не будем) (фиг. 11. 12).
Согласно выводам, приведенным у многих авторов [48, 91, 100],
главные напряжения для этого простого случая будут
Напряжения ау возникают при вертикальном предварительном напря-
жении стенок (см. 11. 44), Но они могут возникать и в других случаях»
прежде всего при наклонных поясах, или вследствие действия боковых
сил элементов натянутой арматуры, или
в связи с характером приложения на-
грузки. Большей частью все же вли-
янием (ту пренебрегают.
nd-
*\
Когда g = 0, то для <тх— а
•=!+У?+*
ццД ?j
Oyl
Z*ft
-V?
+^2
a
Фиг. 11. 12. Главные напряжения
Эти главные напряжения представ-
ляют собой наибольшие напряжения
в рассматриваемом нами элементе, причем az — наибольшее главное
растягивающее напряжение — особенно важно потому, что может при-
вести к образованию трещин; эти напряжения поэтому должны быть
344
тщательно вычислены и восприняты арматурой или скомпенсированы
сжатием от предварительного напряжения ау. Наибольшее главное
сжимающее напряжение —gd. При значительном вертикальном предва-
рительном напряжении (— ау) az также может оказаться сжимающим
напряжением. Направление aD относительно центральной оси при этом
определяется из
tg2a = —*±—;
при ffj, = О
tg2a =
2т
В направлении а величина т равна нулю, сг^ имеет максимальное, а
az минимальное значение. Эти углы в результате предварительного на-
пряжения становятся небольшими, т. е. <sz в предварительно напряжен-
ных балках направлено более круто, чем в обычных балках (фиг. 10. 11).
Таким образом, могут быть вычислены главные напряжения и их
направление для каждого малого элемента балки. Если соединить направ-
ления напряжений в виде кривых, то получим траектории главных
напряжений (фиг. 10. 11).
Величина и направление главных напряжений могут быть также вы-
числены при помощи кругов Мора [91, 52] (фиг. 11. 13).
Направление
Направление
Фиг. 11. 13. Круг Мора для определения главных
напряжений по ох и z
Откладываем ах по горизонтали и из конечной точки справа откла-
дываем т, если оно с положительным знаком, под прямым углом вверх.
Затем проводим окружность с центром в 1kax через конечную точку т;
на горизонтали слева от начала ах окружность отсекает главное растя-
гивающее напряжение vx, причем gd =D — <xz. Угол а получаем из
чертежа, из которого также очень хорошо видно, как с увеличением
ггредварительного напряжения ах становится круче наклон аг
Если главное растягивающее напряжение превышает предел прочно-
сти бетона на растяжение, то образуются трещины от скалывания, и все
растягивающие силы надо считать приложенными к арматуре. (Относя-
щиеся к этому вопросу рассуждения в работе [200] неверны, так как
трещины от изгиба здесь не являются определяющими.)
345.
11. 5. ПОДБОР СЕЧЕНИЙ
Расчет напряженно армированных железобетонных конструкций не
так прост, как расчет ненапряженных конструкций из однородного мате-
риала, в которых, например, необходимый момент сопротивления опреде-
w М
ляется выражением Wrpe6 = •
Сдоп
Это происходит по следующим причинам:
1) допускаемые напряжения для верхнего и нижнего краев сечения
обычно бывают различны;
2) при заданных напряжениях краевого волокна бывает неизвестно
не только сечение, но и положение по высоте сечения элемента натянутой
арматуры;
3) сила натяжения непостоянна (усадка и ползучесть);
4) при точных расчетах получаются различные параметры сечений в
зависимости от того, рассматривается ли случай нагрузки до или после
создания сцепления (при арматурных напряженных элементах из стали
марок от Ст. 140 до Ст. 180 незначительного сечения этим можно прене-
бречь, если только речь не идет об узких, сильно насыщенных арматурой
стенках).
Теперь рассмотрим в общем виде связь величин, вводимых в расчет
для прямоугольного сечения и положительных моментов. Для сечений
другой формы получаются аналогичные соотношения. Эти соотношения
ясно, хотя и несколько в ином виде, приведены также у Якобсона [167].
.В основе расчета должно лежать соблюдение следующих условий:
1) при наибольшем моменте (Ммакс = Mg+p) и при наименьшей силе
натяжения, т. е. Уоо, сжимающее напряжение в верхнем краевом волокне
не должно превышать допускаемое сг0^доп, в' то же время при полном
_ь*г _| предварительном напряжении в нижнем краевом
волокне aa не должно быть меньше 0, а при огра-
ниченном предварительном напряжении <т„ не
должно быть меньше сгйгдоп;
2) при наименьшем моменте (Mg или Mg —
— Мр = Минн) и наибольшей силе натяжения,
т. е. Уо, сжимающее напряжение в нижнем крае-
вом волокне не должно превышать допускаемое
сп«*доп» одновременно в верхнем краевом волокне
при полном предварительном напряжении ог0 не
должно быть меньше 0, а при ограниченном предварительном напряже-
нии сг0 не должно быть меньше сг0гдоп.
Отсюда вытекают и зависимости:
у
| ^ j
Фиг
V
И.
-с
т
14
2) <ТШ + °uvoo>° ИЛИ >****
3)<тя
4) <*иМ%
м^
^ 0 или ^ GQ,
,+ ff^n ^ au ^доп "
Если отнести моменты и силу натяжения к ширине сечения 6 — 1
и выразить расстояние оси элемента натянутой арматуры от оси балки
в виде yv — ^h, а силу натяжения после проявления усадки и ползуче-
сти бетона в виде
346
Voo=^V0, "
то, пользуясь обозначениями фиг. 11. 14, из четырех приведенных выше
зависимостей1 получим уравнения:
1) М макс — (1 — 6 X) ^ о~0 rfjlon (отнесено к абсолютным значениям);
/ 1Л fa
8
2) + 7,Мн«с-^(1+6Х)>0 или>са,доп;
3)-|лГмин-^(1-6Х)^0 или а0гдоп;
4) + ^Ммин-^(1+6Х)<аи,доп.
Таким образом, в расчет входят 10 величин, причем мы распола-
гаем четырьмя уравнениями. Для получения однозначного результата
расчета, следовательно, всегда должны быть заданы шесть величин, чтобы
можно было определить остальные четыре величины из этих четырех
уравнений. '
На практике задаются размерами сечения на основе рабочего опыта
щ пользуясь ими, вычисляют моменты от собственного веса. При этом
следует учитывать рекомендованные в гл. 10 высоты сечений и другие ука-
зания. Вместе с заданными моментами от полезной нагрузки получаем
Mum=Mg + Mp и
М м„н = Mg или Мтш = Mg — Mp.
Для проверки назначенных приближенно размеров сечений и для вы-
числения напряжений и величины и точки приложения силы натяжения
по высоте сечения, для сечений прямоугольных, тавровых, двутавровых
и коробчатой формы построены графики, которые приводятся ниже.
И. 51. ГРАФИКИ ДЛЯ ПОДБОРА ПРЯМОУГОЛЬНЫХ СЕЧЕНИЙ
Задаются постоянным расстоянием элемента натянутой арматуры от
оси балкиyv =hX, а именно: X = 0,45; Х = 0,4; Х = 0,3; X = 0,2.
На графиках I—IV расстояние оси элемента натянутой арматуры от
верхнего края сечения обозначено hv. Оно соответствует -величинам
Х~0,45 А„ = 0,95/г;
X = 0,4 hv = 0,9 h\
X = 0,3 hv — 0,8 h\
X^0,2 hv = QJh.
Промежуточные ве-
личины интерполиру-
ются по данным двух
графиков.
1 Величина V введена в формулы со своим знакам, так что для вычисления нужно
лодставить только абсолютную величину.
347
Следовательно, кроме принятых величин hv и со, должны быть заданы
еще четыре величины, и тогда можно будет определить еще четыре, недо-
стающие по графикам.
На графиках I—IV по оси абсцисс вправо отложены напряжения
Vo/bh в т/м2, по оси ординат вверх — напряжения +М/Ыг2у а вниз
—М/bh2, также в т/м2.
Более пологие наклонные линии обозначают напряжения бетона у
верхнего, более крутые — у нижнего края сечения в соответствии с дей-
ствием наибольших или в другом случае — наименьших моментов Л1
Пользуясь крутыми наклоненными линиями, идущими из верхнего ле-
вого угла направо вниз (ниже ординаты — 200 т/м2), можно,-учитывая
потерю усилия натяжения вследствие усадки и ползучести, определить
расчетные усилия натяжения (более подробно об этом см. пример).
Различные случаи разобраны ниже в виде числовых примеров.
11. 511. Примеры подбора сечений или проверки напряжений
Пример 1
М ыакс
= 250 тм/м: аПп
адоп
Дано: —j— = 250 тм/м; aQd =—- ПО яг/дм8 = — 1100 т/ж2; Ммин = 115 тм/м;
лдоп
= ±0 (полное предварительное напряжение).
Требуется найти: высоту балки h; силу натяжения ~^~; напряжения в крае-
о
вых волокнах а0 и ац при М мин ¦
Принимаем 1 уменьшенную силу натяжения от усадки и ползучести Vco =V0o>
при а) ~0,9.
Расстояние оси элемента натянутой арматуры от нижней грани балки ОД h; таким
образом, hv =г 0,9 h.
Для определения искомых величин используем график И. II при/г^ =0,9 h. Точка
пересечения кривой oQd =— 1 100 т/мг ё кривой auz =0 будет /.
Далее, на оси ординат влево от 1 находим
М usucc
Ъ№
= +311 т/м*;
***¦ макс ,.' лг-л *
при—г—=+250 тм/м, получим
250
Ла = -щ-=0,802 л*
ш
Л = Уад02*=0,895 м.
Перпендикуляр, опущенный из точки 1% пересекает ось абсцисс го=0,9 в точке 2.
Продолжив линию, связывающую точку А у верхнего левого края диаграммы с
точкой 2, находим точку 3 пересечения е.е с осью абсцисс со=1, которая соответствует
значению1^- = 616 т/м*. Отсюда
-—" = 616.0,895=550 г/ж».
о
348
далее, при h2 =0,802 м* получаем
М мин П5
Ь№
0,802
= 4-144 тм/мК
Горизонтальная линия, проведенная через эту точку ординаты, пересекает перпен-
дикуляр, проведенный через точку 3 в точке 4.
Для точки 4 находим ,
а0 « ± о тм!мг\
с„ *=— 1 250 т/же=-~ 125 кг/см*.
График 11. I
для подбора прямоугольных сечений
349
Пример 2
„ М макс п-л .
Дано: —г—=— 250 тм1м\ о,
4U\j i jni;п, ^о Макс
Полное предварительное напряжение:
при Ммакс са =0;
при Ммин о^ = 0.
ПО кг/сл1* = — 1 100 тАм2.
Требуется найти: высоту балки /г;
Vo A'l мин .
силу натяжения-^-; —^—; ац при Мш
Принимаем: hv =0,9 h и to =0,9.
На графике 11. II по точке / пересечения кривых напряжений о0 =-1 100 т/м\
М макс
ац = 0 т/м5 слева на оси ординат находим-уд3~ =+311 т/м-;
350
600 800
Ml
График 11. II
для подбора прямоугольных сечений
U9 M макс 250 пппп
Л = У0^02"= 0,895 м.
Идя от точки пересечения 1 вниз, на абсциссе со-0,9 находим точку 2. Продолже*
V
ние линии Л — 2 отсекает на абсциссе ш=1 в точке 3 значение т-т- ^616 т/м2. От-
куда в свою очередь следует
-—-616.0,895 = 550 т/м.
Вертикальная прямая, проходящая через точку пересечения 3, пересекает кривую»
а0==0 в точке 4. Идя от точки 4, находим слева
& '*"'"'
1200
1400
1600
График 11. III
для подбора прямоугольных сечений
351
М мин
= + 144 г/л*
My
- = 144 -0,805-= 4-115 тм/м.
Путем интерполяции между кривыми ац для точки 4 получаем ии ==—1250 т!м*~
-= — 125 кг/см2.
График 11. IV
для подбора прямоугольных сечений
М
Пример 3
Дано:
как в примере 2.
макс
: 250 тж/jw; /i=0,9 м. Принято полное предварительное напряжение,
М
макс
Требуется найти: напряжение в верхнем краевом волокне при ъ
'¦; силу
352
Vn Ммии Ммпн
натяжения -jr I —и—» напряжение в нижнем краевом волокне при —^—.
Принимаем: hv =0,9 h; со=0,9.
Л* макс 250
Вычисляем: &^2~ = ~о~92~ =г + 311 г/•« •
По графику 11. II для/^ —0,9 Л, идя вправо от точки на ординате +311 г/ж2, на ¦
пересечении с линией ои =0 находим точку 1 и тем самым
с0=— 1 100 т/м2=— ПО кг/см2.
Вертикальная линия, проведенная через точку 1, дает на прямой со = 0,9 точку 2.
Линия Л — 2 отсекает на горизонтальной прямой со= 1 в точке 3 отрезок, соответствую-
щий ^- = 616 т/м2, откуда
-?~ =616-0,9 = 550 т/м.
о
Пересечение вертикальной линии, проведенной через точку 3, с линией а0 =0 дает
/Имин
точку 4. Идя влево от 4, находим - * ,3 =« + 144 т/м2.
Откуда
^1-144. 0,9»-+ 115 г/л.».
Из линии ои для точки 4 получаем
ott =-1 250 т/ж2 =-125 кг/см2.
Пример 4
макс п„„ , ,
Дано: —-•,— =203 тм/м\ /г==0,9 м; принято ограниченное предварительное напря-
жение при Ммакс °д =+20 кг/сж2=+200 г/ж2; при Мшш gq =+20 кг/см2 =+200 т/м2.
Vo . Ммпы ля
Требуется найти: а0 при М макс» силу натяжения -у-> —^—; а„ при Mmm.
Принимаем: hv = 0,9/г и со=0,85.
Вычисляем:
Ммакс 203 псл в
-у^^-^^+250 т/лс-.
По графику 11. II, идя вправо от точки ординаты +250 т/м2, находим на линии
оа =+200 т/м2 точку пересечения /', соответствующую напряжению
а0=— 970 т/м2 =-97 кг/см2.
Вертикальная прямая, проведенная через точку V, дает'на оси абсцисс при w=0,85
точку 2'. Линия А — 2' отсекает на абсциссе со =1 в точке 3' отрезок, равный
Откуда
ЙИ50 т,м*'
-у-=450-0,9=405 т/ж.
Точка пересечения вертикальной линии через точку 3' с линией сг0 =+200 т/м2
дает точку 4'. Идя влево от точки 4' на оси ординат, находим
/Имин
f 68 т/м2.
23 - 3206 353
Отсюда следует, что
-4!™иб8-0|9«- + 55 тм/м.
В результате интерполяции между линиями ои для точки 4' получаем
оя «-1 100 т/ж2==-ПО кг/см*.
11. 512. Случаи проверки
Пример 5. (Вычисление моментов по краевым 'напряжениям.)
Даны: краевые напряжения
о0 = — 110 /сг/сж2—— 1 100 т/м2 и аи =0 при —^—;
о0 = 0 и оа — — 115 яг/си2 = — 1 150 т/м2 при —g—;
высота балки Л = 0,9 ж; hv — 0,9 Л; со = 0,9.
~ л - Ломаке УИмин Vq
Требуется найти: —^—; -—^—; -у-.
Из графика 11.11 для Л© =0,9 Л находим точки 1 и 4 как точки пересечения ли-
-Ммакс Ммин _ rt
ний а0 и ад при —t— и соответственно при —т—. Точка пересечения 3 вертикаль-
ной прямой через точку 4 с абсциссой со= 1 дает
откуда
^-=615.0,9=550 т/м.
Из пересечения вертикальной прямой через точку / с' абциссой со = 0,9 найдем
точку 2. Если напряжения определены правильно', то продолжение прямой, соединяю-
щей 3 и 2, должно пройти через А
Горизонтальные прямые, проходящие через точки 1 и 4, отсекают на оси ординат
Ммакс П11 , .
¦j^T=311 г/л.*,
от1суда
^fS=-3Il -0,9«=+250 wf/л.;
•Ммин
- = + 144 т/лс,
откуда м
^^-144-0,9»-+ 117 г*/*.
11. 52. ЭМПИРИЧЕСКИЕ ФОРМУЛЫ ДЛЯ ПРЯМОУГОЛЬНЫХ СЕЧЕНИЙ
И СРАВНЕНИЕ ПОЛНОГО И ОГРАНИЧЕННОГО ПРЕДВАРИТЕЛЬНОГО
НАПРЯЖЕНИЯ
Для полного и для ограниченного предварительного напряжения
можно составить несколько простых формул, которые легко запомина-
ются и удобны для приближенного определения параметров и напряже-
ний в прямоугольных сечениях.
11. 521. Полное предварительное напряжение
Полное предварительное напряжение характеризуется соблюдением
условия отсутствия растяжения в краевых волокнах: ааг =0 и<т0<г =0. Если
еще задаться напряжением краевого волокна Go^^od^u ПРИ Л?макс, то по
354
этим четырем известным величинам недостающие определяются по сле-
дующим формулам:
высота балки
сил)
соответствующая сила предварительного напряжения после проявления
усадки и ползучести
Voo = ~b h aod.
Наименьший момент, дающий eroz = 0:
Мтт-=къУйк.
©бответствующее напряжение в нижнем краевом волокне
У,
= 2-
bh'
(11.2)
(11.3)
(11.4)
Здесь принято
k1 =
-Ут
12
+ 6Х '
k Ч=Х— -;
6 6
(11.5)
lh — расстояние оси элемента натянутой арматуры от оси балки.
Коэффициенты для встречающихся в практике величин X от Х = 0,45 до
0,7 представлены на
h ~ h
Х=0,2 или соответственно от — = 0,95 до —
h h
фиг. 11. 15.
Поскольку, как правило, ось элемента натянутой арматуры распола-
гают как можно ниже, в большинстве случаев можно вести расчет, поль-
зуясь значениями k\ ^ 1,9 и fe « 0,25.
Требуемая высота h и искомая наименьшая величина момента полу-
чаются при этом скорее несколько завышенными, и, следовательно, ре-
зультат дает повышенный запас прочности. Если исходить из применения
бетона марки 300 с aod ^ 100 кг/см2 ~ 1 000 т/м2, то получим следующую
легко запоминаемую формулу для расчета прямоугольных сечений при
полном предварительном напряжении (для бетона марки 300; все вели-
чины в тоннах и метрах):
^ треб
^0,06
1/ м
макс
У * i
К*, » 500 Ъ h;
*V*mm ^
<7И~
140 bh?;
1,1 ст0.
(11.6)
23*
355
Фиг. 11. 15
В этих формулах для h, М мин и o*z/ учитывается начальная сила пред-
варительного напряжения Ко=1,1 Voo ('следовательно, w ^0,91).
11. 522. Ограниченное предварительное напряжение
По DIN 4227 (октябрь 1953 г.) отношение допускаемых растягиваю-
щих напряжений <у2лоп к допускаемым сжимающим напряжениям &моп
для марок бетона В 300 — В 600 составляет примерно 3/11.
Таким образом, имеем
при В 300 и <тйдоп
при В 450 и adAon
при В 600 и ^доп
= 110 кг/см* агяоп =30 кг/см2;
= 140 кг/см2
ff.„
= 38 кг/см2\
= 160 кг/см2 aZjion =44 кг/см2.
Если, помимо о\,доп, задаться напряжением в краевом волокне (у0=оойдоп
при М макс, то опять-таки 4 величины — h, V, Ммип и аа— при Ммин могут
быть получены из уравнений. Получаются формулы, аналогичные форму-
лам для полного предварительного напряжения, поскольку меняются
только коэффициенты k\ и k2.
, 3
и точно так же по-
следовательно, полагая при MMaKC аи -.
3
лагая при Мтт ^о^Н а adAfm получаем следующие коэффициенты:
К
%
12
73 +7,62 X
k3 = X — 0,0767.
(П.7)
356
Коэффициенты для различных значений X даны на. фиг. 11. 15.
Из рассмотрения кривых, приведенных на фиг. 11. 15, следует, что в
случаях, когда ось элемента натянутой арматуры расположена низко,
расчет можно вести, пользуясь коэффициентами &i^l,8 и &3~ 0,34.
Если же в основу расчета положить ood ^100 кг/см2, то получатся сле-
дующие приближенные величины для подбора прямоугольных сечений
при предварительном s напряжении, если при этом еще учесть Vo = 1,1 Vc-:,
(io~0,91):
h
\
треб ^ "Л
14с ~
*У* мин ^
<*«'
)57~|/ М»™ ;
s3656A;
йНОбй3;
« 1Д °о
(11.8)
(для бетона марки В 300; все величины в тоннах и метрах).
Сравнивая формулы для полного и для ограниченного предваритель-
ного напряжения, мы замечаем, что требуемая высота h, М мин и аи
в обоих случаях практически одинаковы, но что при ограниченном пред-
варительном напряжении требуется значительно меньшая сила
натяжения.
В общем виде отношение сил натяжения будет
V:
Уполн \ adnnn I
По ныне действующему DIN 4227 при а.
z доп " Йдсш
= 3:11 соотношение
сил натяжения при полном и ограниченном предварительном напряжении
будет
v =
1 -
3
—
11
8
~
11
Следовательно, при ограниченном предварительном напряжении и
следуя DIN 4227 (1953) мы экономим до 27% натягиваемой арматуры.
Таким образом, в качестве эмпирических формул можно всегда поль-
зоваться данными для полного предварительного напряжения; нужно
только иметь в виду, что при ограниченном предварительном напряже-
нии при прочих равных условиях требуется только 8/и силы натяжения.
Это относится и к бетонам марок В 450 и В 600 при высоких аг2д0П (нормы
1953 г.).
Этим обусловливается значительная экономическая эффективность
ограниченного предварительного напряжения прежде всего в тех случаях,
когда пониженная величина avo такова, что при ограниченном предвари-
тельном напряжении в большинстве случаев не требуется никакой доба-
вочной арматуры для обеспечения запаса прочности.
11. 53. ГРАФИКИ ДЛЯ РАСЧЕТА БАЛОК ТАВРОВОГО, ДВУТАВРОВОГО
И КОРОБЧАТОГО СЕЧЕНИЯ
Ниже приводятся графики V—XI для подбора тавровых, двутавровых
и коробчатых сечений (фиг. 11. 16).
357
I
-tf>-b
Фиг. 11. 16. Обозначения размеров поперечных сечений, относящихся к графикам от
11. V до 11. XI
Положение элемента натянутой арматуры по высоте сечения принято
в этих графиках в двух вариантах:
hv = 0,9h и hv = 0,8h.
Пусть, как и выше, Voo = о) 1/0, причем со составляет от 0,95 до 0,7 и
значение его оценивается, как изложено в гл. 12.
6о Необходимую высоту балки /iTpe6 при ширине
b сжатой зоны определяем по графикам 11.V и
11. IX для соответствующего вида сечения по
формуле
Дат *гтнс.
определяем hu 14»,
задаемся йп
^треб —«1
м,
ban
(11.9)
Фиг. 11. 17
где о0 — заданное или допускаемое сжимающее
напряжение; в сжатой зоне (фиг. 11. 17). Обычно
при <т0 <С огдоп получается более экономичная вы-
сота сечения, чем при полном использовании допускаемого напряжения.
Величина k\ определяется для <ти =0 после проявления усадки и пол-
зучести, т. е. для полного предварительного напряжения1. При ограничен-
ном предварительном напряжении можно принимать для h или для V
несколько меньшие значения; степень уменьшения зависит от величины
ар по сравнению с допускаемым растягивающим напряжением бетона.
Для найденного из (11.9) йтреб соответствующая сила предваритель-
ного напряжения определяется при помощи графиков 11. VI или 11. X и
будет равна
Voo — k2G0bh треб;
(11.10)
Таким образом, можно определить площадь сечения элемента натяну-
той арматуры и проверить правильность выбранных значений hv и о).
Если ft треб или положение по высоте сечения элемента натянутой арма-
туры существенно отличается от начальных предположений, назначают
новое сечение и повторяют расчет с g, полученным для этого сечения.
1 Для вычисления коэффициентов k мы воспользовались вспомогательной вели-
чиной а = 1 — _1
h *
358
ч
&• и
и ~
i+g
ч*
36
з,**
7?
J?7
2 в
26
? и
7 7
2,0
\
¦*А
Ш
Ч
"Л
J
hfQfih \
h _ i
1
t
1
fc=^Vg|pfj
i—i—
Г "|
~ш
C4J
WW//A~\
1
г т
л
^"1
*
\tijiSJZ-lJ
< \
j
¦с
оо !
«1
3^
гт~
у
у
-1
VJ
Ш/////УЖ
3
П2 2
Г<1
1
^
и
У
i
-с
э4
,/
^—
~Т~'
/
^
j
/
/
/
'
y.
... A
/
/
r
/
1
/
i
T
s/
"У
/
/
/
У
z1
/
'
¦%/
w
*V
/
/
z'
A
у
—1
у
/
1
й
J
f
f
~0j ,
"A
/
У
lO'
ч.
-^
ж?^
^°JL
<?A
а>-0Ь
r
/
A
^
6 ~
VV2 V'0,0.
ч и
lt?
40
38
33 *
Чэ1*--
3 4 5
3?f
^
3,0 -c
T
25 «.»
с:
22
2 07О
Б»-
' /7
0.2
С'Ь 0.6
График И. V
ко v
Для того чтобы не возникло растяжение в сжатом поясе, Mg не должно
быть меньше определенной наименьшей величины. При этом определяю-
щей величиной является Vq. В консольных балках или в статически не-
определимых несущих конструкциях или при нагрузках с отрицатель-
ным знаком на а0 и <ju влияет также — Мр , т. е. мин. Mg+p. Напряжение
в верхнем краевом волокне равно нулю (сго=0, фиг. 11. 18), когда
Mg или в другом случае mmtMg+p-=kbVQh
; (ПЛ1)
График 11. VI
Определяв* ММиН и6ц
^ При 6/у>0
предельное значение наименьшего момента определяется при помощи
k3, принимаемого по графикам 11. VII или 11. XI. Это тот наименьший
момент, который должен действовать в сечении, чтобы
б-о избежать возникновения в сжатом поясе растягиваю-
щих напряжений. Если допускают появление растяги-
вающих напряжений в верхнем поясе, то момент, ра-
зумеется, может быть еще меньше.
Сжимающее напряжение в нижнем краевом во-
локне, возникающее от М и Уо, также не должно пре-
восходить агдоП; в прямоугольных сечениях просто
а„ —омакс^ так как при у^ <тоМакс, аи =0 и при не-
Фиг. 11. 18
О)
изменяющемся положении арматуры напряжение аймаке,
соответствующее о), <т0 =0 и V0j может отличаться от о*оМакс только
I= Vo
множителем
360
0,65
0,60
aw
Q,vG
OjtS
QW
GJQ
П?-}
П 7t?
Uth
J.I33
G,W
ji
~\S/////
_ {¦ /////(
vi
y/y/;y;/A—г
i
Lri^ij
1 1 1 1 i 1
T
MS/'///////////?
ll
4L *,
V V
XT 7~
I
^
г
э
n
-IV^-^ V
1
Ill
]\hv = 0,dh
j !
.1 § !
AMg или маним значение Mgw flj V0h\
~"C1
--тЦ
sr:—i=—
1 1
1
j
;
i
| I
1
G? = 0.^ ^
<yj--
-^
".fl
L. _.
^A
f
У=Яб/
/
V'
</t/
7
/ /
уд
~T°.
3J?
•
^c
7^
Tt
J'
f 1
/
1
/~
I
и
Л j
1
¦yzQfi -
a>=! n
V
/
/_
065'
0,60
0,55
s
0,50*
1
^¦1,
?
n
I
¦3
0,35 w'
0.301
ft)
с
кг.
025
0,20
0/5
0,133
0.2
0,<J 0.6
График 11. VII
W v
Для тавровых балок применяется упрощенная формула
(11.12)
Величину ?4находим по графику 11. VIII. Напряжение суиМакс не должно
превышать значений, допускаемых в зоне растяжения. Если фактически
/I I I 1 I I I 1 I I I I I I I I I I I I I а
О 0,2 0,4 0.6 0,8 WV
График И. VIII
Жмии меньше, чем получается с помощью &3, и, следовательно, аи выше,
чем Сд0П, то нужно разместить элемент натянутой арматуры несколько
выше, увеличить силу предварительного напряжения и, если а0 исчерпано
расчетом на Af макс, увеличить также h. Таким образом, графики делают
возможным простой и сам по себе достаточно точный предварительный
подбор сечений, которым в простых случаях можно закончить расчет на
эксплуатационную нагрузку; если нужно, за этим предварительным рас-
четом следует точное определение напряжений.
11. 531. Примеры предварительных расчетов при помощи графиков V—XI
Пример расчета балки таврового сечения (фиг. 11. 19)
а) Дано: макс. Mg+p =200 тм.
б) Принимаем:
1) расстояние оси арматурного элемента от верхней грани балки hv = 0,9 h;
2) ширина полки 6 = 1,2 м\
3) толщина стенки Ъ'~УЪ— 0,3 м: ф' = 0,25; Ф' = 1 — Ф' = 0,75 ;
4) толщина полки а = ср' h; ср' = 0,1; <р — 1 — ср' = 0,9 ;
362
&и макс — 4 , ,
bh
Г,0 0
0,f 0,6
График П. IX
5) напряжение в верхнем краевом волокне а0 —— 80 /сг/см2=-—800 т!м2 (обычно-
в тавровых балках с широкими полками не удается полностью использовать допуска-
емое сжимающее напряжение а0 в верхнем краевом волокне, чтобы не превысить
допускаемого сжимающего напряжения ъи в нижнем краевом волокне);
. ьч.го .
«1
т~3
бо=-В00т/мг
• бо=0
V/
0,30
д,гО
Фиг. 11. 19
бц=-П30т/п
б) потеря силы натяжения от усадки и ползучести определяется коэффициентом)
ш=0,9; Voo^wVo.
в) Тр ебуется н а йти:
i\ г и Ммакс ,
1) Лтреб — ki~T^~>
по графику 11. V при ф = 0,9 и ф = 0,75 получим ?i=2,76;
откуда
Лтреб
2,76 j/Ц,
200
2.800
-=2,76-0,453-1,26 ж;
2) Voo = ?2a0& Лтреб ;
по графику II. VI находим
&2 = 0,196;
Voo -0,196 • 800 ¦ 1,2 . 1,26=236 т;
3) мин. Mg+p^k^Voh (для однопролетных балок это наименьший допускаемый
по графику 11. VII находим
отсюда
V™ 236 П.п
Vo
&s=0,25; •
^+;7 =0,25-263-1,26 = +83 тле;
4) а«Макс z=:'— ^'bh *
из графика 11. VIII получаем
и, следовательно:
?4 = 7,76
7,76 • 263
сгимакс = 1 2. 1 26 "ss"— J 330 г/ж8=—133 кг/сж2.
Пример расчета балки коробчатого сечения
(фиг. 11.20)
а) Дано: макс. Mg±P = 200 гл.
б) Принимаем:
1) /ю=0,9/г,
2) 6=1,2 ж;
3) ф =0,75;
4) ф =0,8;
5) а0 =— 1 300 г/ж2 (В 450) (здесь напряжение может быть использована до сгДОп )Г
6) со=0,9.
364
в) Требуется найти:
. 1 /Ммакс
1) /гтреб = Ч У~Т^~;
из графика П. IX при hv — 0,9 h следует, что при 9=0,8 и ф — 0,75
откуда -
У 200
1,2-1300 ==s0>985 ж*>
ШМ№<№№&
гг
№
ш»
' И
Улт'му&п
-A°j
т
rftf = -1300 т/мг О0- О
6J-0
0= 1450 т;м'
Фиг. 11. 20
2) Ксо = й300&.Лгреб",
из графика 11. X следует, что
vOT^a
?2=0,2;
Коо =0,2 . I 300 - 1,2 • 0,985-307 г,
0,50
0М5\
ОЧО
035\
ОМ
0,2S\
Ог20\
0J5
0.10 \
005
^Wf^M
W.
й^ЪтшФг
шш
э«|гм~г~:
^счг-.
г
V/
У\ 2JM 1
1У////У//^7Ш-Х
hv=0,9'h
1 i j_:
IS
S
^
КхГ^г' 6o 'bhmpe6
0,2
ом
0,6
График 11. X
to V
365
hv=0,9h\
0.05 V-
И-2
H~k
Ш7//Ш/Л
Ш
ЙГ
Mg или миним. значение
Mg+p=K3 V0h
0,2
A051
~w
0.6
0,8
<p-A95
I
OM 0,6
График 11. XI
3) мин Mg-^p = ^VQk;
по графику 11. XI находим
?з= +0,142;
^оо 280 п
Vof-^T- 09=311 т;
откуда
4) Си макс = ~^~ =
мин Afjff+p «0,142-311-0,985«+ 58 гж;
1300
0,9
«— 1 444 гл*=— 144<— 170 /сг/сл*.
Сопоставляя оба примера, можно увидеть, что для балок с двутав-
ровым или коробчатым сечением требуется меньшая высота для одного
и того же момента, чем для тавровой балки с широкой полкой, но при
этом возрастает требуемая сила натяжения. Кроме того, ясно видно, что
большее расстояние между крайними точками ядра сечения вызывает
уменьшение мин. М g+p при коробчатом сечении. Далее, можно заметить,
насколько сильно отклоняются от допускаемой величины у тавровых ба-
лок напряжения в верхнем волокне,, а у коробчатых балок — в нижнем
вследствие влияния величины напряжения, допускаемого в другой части
сечения (фиг. 11.49).
11. 54. К ОПРЕДЕЛЕНИЮ ТРЕБУЕМОЙ СИЛЫ ПРЕДВАРИТЕЛЬНОГО
НАПРЯЖЕНИЯ
Графики 11.1—IV, VI и X позволяют производить быстрое вычисление
величины силы предварительного напряжения во всех простых случаях
балок с сечениями рассмотренного типа. При
расчете балок с сечениями другого типа, если
установлено положение по высоте сечения эле-
ментов натянутой арматуры и размеры нагру-
зок, окончательная величина силы предвари-
тельного напряжения может быть определена
следующим простым способом.
Вычисляются моменты MvX в расчетных се-
чениях под действием силы V\ = 1 т или
Mi = Ю или 100 г и вызываемые ими напря-
жения. Задавшись другими необходимыми ве-
личинами, вычисляют наибольшие напряжения
под действием эксплуатационных нагрузок, на-
пример Gg+p. Пусть наибольшее растягиваю-
щее напряжение в расчетном сечении будет,
например, + аи (фиг. 11. 21). Исходя из
Vi = l, определяем в том же сечении avl
Фиг. 11. 21 (слева). На-
пряжения от воздействия
эксплуатационной нагрузки
(g + Р) без предвари-
тельного напряжения;
(справа). Напряжения
только от предваритель-
ного напряжения приУ1=1;
Тогда при полном предварительном напряжении аги — 0 находим
макс. ag + p + Voo^:
или
:*и=0
Voc
т/ макс. ag + p т/ # т/ Усо
Ксо—— v13 v0— .
При ограниченном предварительном напряжении Gu=^abz имеем соот-
ветственно
367
макс. Gg + p + Voo^ = au = abz
V\
шля
__макс.org + /? — ab2 ., .. _ Voo
Kcc — Vi, Vq — "
Используя полученные таким образом величины Vo и Voo, вычисляют
-остальные напряжения.
Можно, конечно, разработать и менее примитивные методы; однако
сомнительно, что они окажутся более пригодными для практики, т. е.
¦более быстро приводящими к результату и более наглядными. Мы огра-
ничимся поэтому изложенным простым способом.
11. 541. Определение сечения элементов натянутой арматуры
После того как определена сила натяжения Vo в решающих расчет-
ных сечениях, следует проверить, достаточно ли допускаемое повышение
силы натяжения в местах приложения натяжения, которое обычно состав-
ляет 10%, для того чтобы, преодолев сопротивления от трения между ме-
стом приложения натяжения и расчетным сечением, получить в нем
•силу Vq.
Если это не достигается, то вычисляют, насколько выше должна быть
сила натяжения в месте ее приложения, чтобы можно было получить в
рассчитываемом сечении силу Vo. Элемент натягиваемой арматуры нужно
затем рассчитать на 90% этой повышенной силы или по крайней мере
на Vq.
Сечение элемента натянутой арматуры определяется простым путем:
¦причем ст^доп принимается по соответствующим нормативным данным.
По германским нормам (DIN 4227, октябрь 1953 г.)
Судоп =0,55агВг или 0,75ao,2j
т. е. ниже, чем это принято в других странах, где величина допускаемого
напряжения при натяжении достигает 0,75 авг При полном предваритель-
ном напряжении необходимые величины коэффициентов запаса большей
1частыо удовлетворяются, если av = (0,6-4-0,65) аВг, при этома0,2 составляет
-приблизительно около 0,85 аВг.
При арматуре из высокопрочной стали Ст. 150 и Ст. 180 обычно
пренебрегают увеличением напряжений в элементе натянутой арматуры
-под влиянием нагрузок, вступающих в действие после предварительного
натяжения и восстановления сцепления с бетоном. Это вполне оправ-
дывается тем, что величина напряжения cv в первые дни после натяже-
ния уменьшается как вследствие упругого обжатия бетона при стендовом
способе изготовления, так и благодаря проявлению пластических дефор-
маций; при других способах создания предварительного напряжения
предварительное напряжение уменьшается на величину, которая при-
мерно соответствует паь.
При арматуре из стали невысокой прочности промежуток между vv
ж пределом текучести в общем случае может стать довольно небольшим;
.368
поэтому просто пренебрегать приростом напряжений в натянутой арма-
туре от внешней нагрузки становится опасным.
До настоящего времени решение вопроса о том, нужно ли в таких
случаях уменьшать расчетную величину <zVi предоставляется инженеру-
проектировщику.
Уменьшение <yv рекомендуется для сортов стали ниже Ст. 120 и обычно
применяется при последующем' натяжении арматуры, если используется
бетон с малой ползучестью, а конструкция через короткий срок подвер-
гается высоким нагрузкам, как, например, в железнодорожных мостах.
11. 55. ОБЕСПЕЧЕНИЕ ТРЕЩИНОУСТОЙЧИВОСТИ
11. 551. Обеспечение трещиноустойчивости в растянутой зоне
Для того чтобы несущая конструкция была свободна от трещин также
при эксплуатационной нагрузке даже тогда, когда имеет место стадия 1,
а в нижней зоне действуют растягивающие напряжения, эти напряжения
следует воспринять путем укладки ненатянутой арматуры; сечение этой
арматуры рассчитывают по силе растяжения, действующей в растянутой
зоне бетона (фиг. 11.22):
Z = ~abz{h-x)b]
Ge Доп
(напряжение аеЛ0П принимают по DIN 1045).
Стадия f
Стадия 2
Фиг. 11. 22
Величину Fe можно определять также для стадии 2; при этом полу-
чают большей частью немного меньшие значения, потому что плечо
внутренней пары z при стадии 2
несколько больше.
Ненатянутую арматуру рас-
полагают по возможности ближе
к краю сечения таким образом,
чтобы равнодействующая уси-
лий в ней совпадала с центром
тяжести треугольной эпюры
растягивающих напряжений,
отвечающей стадии 1.
Если натянутая арматура
сама по себе обеспечивает достаточный запас прочности (гл. 13), то для
обеспечения несущей способности конструкции в ненатянутой арматуре
нет необходимости. Поэтому, если необходимо экономить сталь и в том
случае, когда наиболее неблагоприятные сочетания нагрузки и, следо-
вательно, возникновение растягивающих напряжений являются редкими,
можно, не опасаясь за надежность сооружения, отказаться от установки
обычной арматуры. Это относится и к пучковой или пакетной арматуре с
последующим натяжением при надежном восстановлении сцепления,
Рекомендуется все же защищать при помощи обычной арматуры углы в
зоне растяжения в тех случаях, если поблизости от углов (~ 5 см) не
проходят одиночные элементы натянутой арматуры.
11. 552. Обеспечение трещиноустойчивости в верхней зоне
Как говорилось выше, необходимо по возможности избегать в верхней
зоне растягивающих напряжений при действии одного лишь собственного
веса (постоянной нагрузки) (см. гл. 5. 3). Эти зоны могут конструиро-
24 — 3206
369
ваться без дополнительного армирования даже с риском образования
трещин в том случае, если действие растягивающих напряжений совсем
кратковременно (неполная постоянная нагрузка в течение времени меньше
1 дня). При действии растягивающих напряжений в течение более про-
должительного времени обязательна укладка ненатянутой арматуры,
чтобы увеличение сжимающих напряжений в нижней зоне вследствие рас-
крытия трещин в верхней зоне не принимало недопустимых размеров, по-
скольку это могло бы вызвать нежелательные деформации ползучести и
в результате этого раскрытие трещин, ставящее под угрозу работоспособ-
ность конструкции. Следует учесть, что развитие трещин в верхней зоне,
как правило, приводит к значительному увеличению сжимающих пред-
варительных напряжений в нижней зоне балки.
В данном случае определение величины Fe по стадии 2 привело бы
к назначению существенно меньшего сечения арматуры, чем расчет по
стадии 1. Для ограничения раскрытия трещин следует все же предпо-
честь расчет, дающий большое сечение ненатянутой арматуры.
И. 6. РАСЧЕТ СТАТИЧЕСКИ ОПРЕДЕЛИМЫХ НЕСУЩИХ
КОНСТРУКЦИИ НА ЭКСПЛУАТАЦИОННЫЕ НАГРУЗКИ
Расчет статически определимых напряженно армированных конструк-
ций достаточно прост.
При обозначениях фиг: 1Ь 23> в сечении, перпендикулярном к оси от
силы натяжения V, наклоненной под углом к центральной оси, действуют:
1) продольная сила Nv == V cos ср = VH\ ]
2) изгибающий момент Mv=yvVQosy=yvVfi\ \ (11.13)
3) поперечная сила Qv= Vsin 9 = I/,. )
Эти усилия от предварительного напряжения следует суммировать с
М и Q от внешних сил (собственный вес или полезная нагрузка). Место
приложения силы натяжения выбирается таким образом, чтобы при по-
ложительных Mg и Мр момент Mv имел отрицатель-
ный знак и был обычно больше Mg.
Уравнения для действующих в сечении усилий
от предварительного напряжения MvilNv и Qv оди-
наковы для всех сечений. Если элемент натянутой
арматуры параллелен оси балки, то
K = V*l I
Mv = Vxyvi (11.14)
где Vx— сила предварительного натяжения на данном участке.
Если наклон элементов натянутой арматуры невелик, то уравнение
Mv = V yv является достаточно точным. Когда приложены силы от не-
скольких элементов натянутой арматуры V\, V2, Уз» то их действие сум-
мируют или же заранее вводят HV, действующую в'точке приложения
равнодействующей усилий V с соответствующим наклоном. Последний
путь целесообразен во всех тех случаях,, когда нет промежуточных анке-
ровок у части арматурных элементов.
Силы от элементов натянутой арматуры с промежуточной анкеровкой
следует-, разумеется, вводить с учетом их наклона, только начиная с места
их заанкерования. В этих точках MV9 Qv и Nv возрастают скачкообразно.
QfVvi
Фиг.
11. 23
370
Жснение напряженного состояния, возникающего при таких промежу-
точных анкеровках, выходит за пределы обычного статического расчета и
требует специального изучения в каждом отдельном случае, в частности
для выбора армирования на участках передачи сил.
П. 7. РАСЧЕТ СТАТИЧЕСКИ НЕОПРЕДЕЛИМЫХ НЕСУЩИХ
КОНСТРУКЦИИ НА ЭКСПЛУАТАЦИОННЫЕ НАГРУЗКИ
П. 71. ВЛИЯНИЕ ПРЕДВАРИТЕЛЬНОГО НАПРЯЖЕНИЯ НА ВЕЛИЧИНУ
СТАТИЧЕСКИ НЕОПРЕДЕЛИМЫХ УСИЛИЙ
Силы предварительного напряжения вызывают деформацию конструк-
ции. При статически определимых условиях опирания, когда опоры не
мешают этой деформации, она в свою очередь не влияет на опорные
реакции и, следовательно, не изменяет Mv и Qv. Напротив, при стати-
чески неопределимых условиях опирания несущая конструкция, рассмат-
риваемая как невесомая, после деформации, вызываемой предваритель-
ным напряжением, большей частью уже не лежит на всех своих опорах
(фиг. 11. 24). Поясним это- на примере двухпролетной* балки: если пред-
варительное напряжение такой балки создается расположенным внизу
прямолинейным элементом натянутой арматуры, то балка выгибается
кверху и отделяется от средней опоры. Чтобы выполнить условия опира-
ния, т. е. удержать балку на всех ее опорах, нужно приложить над сред-
ней опорой отрицательную реакцию •— Bv как раз такой величины, ко-
торая уничтожила бы прогиб (выгиб кверху) —83. Соответственно воз-
никают положительные опорные реакции Л и С, каждая равная
Я
-\ — (при /х = /2 J = const).
Таким образом, предварительное напряжение, создающее изгибаю-
щие моменты в статически неопределимой конструкции, как правило,
приводят к возникновению, дополнительных статически неопределимых
опорных реакций, которые в данном случае обозначим через Av, Bv, Cv.
(Являющийся исключением случай «свободного» предварительного напря-
жения рассмотрен в 11. 721.)
Эти дополнительные реакции, естественно, также оказывают влияние
на моменты и поперечные силы.
Обозначим моменты от предварительного напряжения, возникающие
в статически определимой основной системе, напри-
мер, в балке АС, через М?:
Ati=-VHyv*-Vyv.
Следовательно, M°v будет пропорционален с обратным знаком расстоя-
нию от оси напряженного арматурного элемента до прямолинейной цен-
тральной оси конструкции (линии центров тяжести), если принять Vh^V,
что допустимо для балок с малой относительной высотой.
Моменты, возникающие вследствие изменения опорных реакций, мы
назовем статически неопределимыми моментами от предварительного на-
пряжения1 и обозначим их AfJ.
1 В некоторых странах эти моменты называют также паразитическими или допол-
нительными. Оба эти определения придают ложную видимость новизны характера этих
моментов, которое на деле вовсе не существует.
24*
371
Окончательные моменты в результате создания предварительного на-
пряжения будут
mv—mi + ти;.
Соответственно для поперечных сил получим
Для расчета статически неопределимых усилий, возникающих вслед-
ствие предварительного напряжения, применяются те же перечисленные
ниже приемы, которые используются для расчета статически неопредели-
мых систем при воздействии других видов нагрузок.
\YV Нейтральная ось,
А 1 ?^ Прсдваритрльно напря - ^
я В женная арматура С
ШИШ! Щ[|Ш НИШ II
^iiiiiiiiii^iiiiiiiiiiiiiiinr
Фиг. 11. 24. Возникновение статически неопределимых
реакций вследствие предварительного напряжения на
примере двухпролетной балки с прямолинейным эле-
ментом натягиваемой арматуры
1. Прием «уничтожения прогибов», по которому для решения нашей
задачи Bv считается неизвестной величиной, а прогиб 5 в балки АС под
воздействием V и Bv приравниваются друг другу (фиг. 11. 24).
2. Прием «уничтожения взаимных поворотов», при котором в качестве
статически определимой основной системы принимают имеющие свободу
угловых перемещений однопролетные балки. Неизвестная величина
здесь — опорный момент M'Bv, который должен быть выбран так, чтобы
взаимный угол поворота (определяемый углами наклона касательных на
концах, возникающих в одиночных балках под воздействием силы V) в
точке над опорой В был сведен к нулю, т. е. чтобы крайние сечения этих
балок над В стали опять параллельными и совпадали (фиг. 11. 25).
372
^=^~г
Фиг. 11. 25. Посредством разреза в В полу-
чают две однопролетные балки, образующие
статически определимую основную систему
Так как эпюры моментов M°v и M'v известны, то углы наклона каса-
тельных на концах можно просто выразить по теореме Мора как опорные
реакции в точке В от нагрузки, образуемой площадями эпюры для
одиночной балки АВ (или ВС в точке В); этот прием зачастую оказы-
вается проще первого1.
3. Способ перераспределения моментов или углов поворота по Кроссу,
Щж и др. Величину Щ в этом случае определяют в балках, полностью
защемленных обоими концами, отдельно для каждого пролета и перерас-
пределяют моменты полной за-
делки или углы поворота,
учитывая жесткости стержней.
Этот способ можно рекомен-
довать при пролетах неравной
длины для многопролетных ба-
лок и вообще для всех много-
кратно статически неопредели-
мых систем.
4. Способ использования ли-
ний влияния статически неопре-
делимой системы исходит из
того, что при построении линий
влияния уже учтено воздей-
ствие статически неопределимых опорных реакций. Если линии вли-
яния и без того применяются для учета действия подвижных нагрузок
или, например, есть возможность применить таблицы Ангера, то такой
ггуть является особенно простым. При пользовании линиями влияния
также оказывается возможным учесть влияние концевых моментов, если
элемент натянутой арматуры у концов балки расположен не на линии
центров тяжести без определения статически неопределимых усилий.
На величину статически неопределимых усилий, возникающих в ре-
зультате предварительного напряжения, можно воздействовать посред-
ством выбора формы оси элементов натянутой арматуры. Эти усилия осо-
бенно возрастают, когда элемент натянутой арматуры расположен с боль-
шим эксцентриситетом yv. по одну сторону от линии центров тяжести
(фиг. 11. 24), когда, следовательно, М° имеет большую величину, а знак
его не меняется.
Эти усилия могут быть сведены к нулю, например, когда арматурный
элемент расположен по длине балки, таким образом, что уже эпюра М°
имеет форму эпюры Mv, причем площади эпюры —^, имеющие положи-
EJ
тельный знак, для всей балки в целом равны площадям с отрицательным
знаком, т. е. элемент натягиваемой арматуры должен пересекать цен-
тральную ось линии центров тяжести.
Предварительное напряжение при таком расположении оси элемента
натянутой арматуры по длине балки называют «свободным» или «согла-
сованным» (concordant — по французской терминологии), так как при
1 Первый и второй, так называемые расчетные приемы (в немецком тексте они
фигурируют как отдельные «методы» — Kraft-Durchbiegungs-Methode, Momenlen-Biege-
wlnkel-Methode) не следовало бы вообще разграничивать; нетрудно установить, что
оба они исходят из применения к решению статически неопределимой балки одного и
того же общеизвестного метода сил с' использованием различных основных систем.
Однако принятая автором систематика расчетных приемов нами сохранена, чтобы
не вносить изменений в дальнейшее изложение, где приводятся неоднократные ссылки
и сопоставления этих и других приемов. (Прим. ред.)
373
этом не возникает никаких дополнительных опорных реакций. Как будет
показано ниже, в 11. 721, «свободное» предварительное напряжение не
дает никаких особых преимуществ.
Существует, разумеется, много возможностей такого размещения эле-
ментов натянутой арматуры, при которых не возникают дополнительные
статически неопределимые реакции; однако все эти перемещения оси ар-
матурного элемента лежат в пределах узкой полосы, что не позволяет
использовать всю высоту балки. Условиями «согласованности» много за-
нимался также Гюйон, но практического значения она не имеет; к тому
же дополнительные статически неопределимые опорные реакции возни-
кают также в связи с явлениями усадки и ползучести (см. гл. 12. 4), и с
их воздействием нельзя не считаться в дальнейшем.
Дополнительные статически неопределимые опорные реакции должны
находиться во взаимном равновесии, поскольку сами по себе силы предва-
рительного напряжения уравновешены, и, таким образом, их действие не
может привести к возникновению неуравновешенной системы внешних
сил.
Дальше на простых примерах мы покажем применение перечисленных
четырех расчетных приемов.
В примерах полагаем / = const. Изменение по длине балки моментов
инерции сечений учитывается, как известно, путем построения эпюо
м ' *
- или другими обычными способами.
EJ.
Ось бални
Ось предЬарцтепьно
напряженной арматуры
11. 72. ДВУХПРОЛЕТНАЯ БАЛКА С АРМАТУРНЫМ ЭЛЕМЕНТОМ
ПАРАБОЛИЧЕСКОГО ОЧЕРТАНИЯ
П. 721. Сила натяжения действует на концах балки по центральной
оси (по линии центров тяжести сечений)
Для упрощения общих выводов положим, что / = const и У//~ V= const.
При наклоне арматурного элемента, превышающем приблизительно 1 : 8,
естественнр, для определения MQv вместо V должно быть подставлено
более точное Уц. Концы арматурного элемента у торцов балки, как ука-
зано, расположены на ее
центральной оси.
Квадратная парабола оси
арматурного элемента в точ-
ках //2 каждого из пролетов
определяется стрелами подъ-
ема fi и /г и эксцентрисите-
том е точки пересечения па-
рабол над средней опорой В
(фиг. 11. 26). В действитель-
ности параболические оси
элементов натянутой арма-
туры сопрягаются над про-
межуточными опорами при
помощи закругления.
Влияние этого закругле-
ния в большинстве случаев
может не приниматься в расчет хотя бы уже потому, что возникающее в
связи с ним изменение М? действует с небольшим плечом и поэтому
мало отражается на конечной величине Mv. Впрочем, точное определение
этого влияния легко осуществить при помощи указанных четырех мето-
дов, это потребует только дополнительной расчетной работы.
Фиг. 11. 26. Двуххфолешая балка с арматур-
ным элементом параболического очертания
374
Воспользуемся для определения M'J методом сил (см. 11. 71„ п. 2);
рассечем балку в точке В так, чтобы две однопролетные балки АВ и ВС
сШразовали статически определимую основную систему. Элемент натяну-
той арматуры мы представляем себе также разрезанным и концы закре-
пленными слева и справа в точке В. Вследствие действия силы V, вели-
чина которой должна соответствовать силе натяжения в центре пролета,
однопролетные балки изгибаются; в сечении В касательные на концах
образуют углы т. Однако в неразрезной балке линия центров тяжести
в точке В должна быть непрерывной, и, следовательно, там должен дей-
ствовать внутренний момент M'v, который обеспечивает непрерывность оси
в этом сечении; M'v — статически неопределимая величина; разные мо-
менты приложены с обратными знаками в концам В обеих однопролетных
балок.
Углы, образуемые касательными к концам стержня, или углы пово-
рота т определяются по теореме Мора, как опорные реакции В одно-
пролетных балок АВ и ВС, нагруженных площадями эпюры
EJ
Мо-
[ТТР^
Ш
л.
^^mlli![iii2J
8 пев
U &
АЛ
Л "
^гттгТППТШ M^TTTnTTTTr^TTTTTTrr^^.
менты М% — это моменты, вызванные в основной системе силой V; для
Щ^У они будут равны
Они пропорциональны с
обратным знаком заштрихо-
ванной площадке на фиг.
11. 27, а. Для того чтобы
получить возможность запи-
сать их в общей форме, эта
эпюра составляется из двух
частичных эпюр — М°, - по-
казанных на фиг. 11. 27, б
и е. На фиг. 11. 27, б это
параболы со стрелой подъ-
ема М° = — fV или соот-
ветственно — f2l/. На фиг.
11. 27, в —¦ треугольники с
M*v=eV.
В соответствии с обычно применяемым правилом знаков направле-
ние у вниз нужно считать положительным, поскольку V как пара сил,
создающая сжатие, имеет отрицательный знак.
Углы касательных к концам в точке В будут
В)
==а=ГПЕШ1^^ B.4«-mft/w"
Фиг. 11. 27. Эпюры моментов для определения
угла наклона касательной к концу стержня
^~=j(-}H+i
к
eV--
Vlx
(е-А);
еК
Vk
прав "
(е-А).
Статически неопределимый момент M'v дает в основной системе тре-
угольные эпюры моментов М' соответственно фиг. 11. 27, г. Таким обра-
зом, углы касательных к концам под действием М 'v будут
EJlB лев = + —
2 о
ЕЯ
В прав
= +
^М0
з
375
Непрерывность упругой линии балки обусловливает равенство нулю
суммы углов касательных к концам справа и слева от сечения, следова-
тельно:
z лев | х прав + ^ левТ" т
прав '
:0;
Vlx ,я t\ \ Vkt- ^ < M'v
-f(e-U) + ^{e-h) + ^{.k + k) = 0.
Отсюда величина М' в точке В
Vk{e-~fx) + Vk{e~f2)
Mv =
(11.15)
Для равных пролетов при /i=/2 = / и fi=f2=f получается простое
соотношение
M'v = V(f—e). (11.16)
Окончательные моменты предварительного напряжения (фиг. 11. 28)
\М'
|, ггПТТГГП7ТТ^гт> ¦„ц^Кд^ДШШДВпп,
&Ь
Фиг. 11. 28. Окончательная эпюра момен-
тов Mv от предварительного напряжения
Следовательно, опорный момент в точке В будет
I к + к I \ k+k I
Для lx = l2 — l и /1==/2=/
М
Bv ¦
eV+V{f-e) = Vf.
(11.17)
Найденное значение МBv определяет величину изгибающих моментов
в остальных сечениях балки.
Так же и в случае неравенства / и f величина е выпадает из расчет-
ной формулы.
I Таким образом, мы установили, что в неразрезных балках с парабо-
лической натянутой арматурой величины дополнительных моментов от
376
предварительного напряжения не зависят от внецентренного положения
предварительно напряженного элемента над промежуточными опорами
и зависят только от величины стрелки /. Справедливость этого поло-
жения может быть также доказана и для многопролетных балок. ,
Можно показать, что у элементов натянутой арматуры с ломаной осью
также можно произвольно менять положение оси элементов по высоте
сечения между центрально расположенными (на линии дентров тяжести)
конечными точками, пока углы изменения направления и вместе с тем
боковые силы аналогично стрелке / параболы остаются равными. Таким
образом, значения Mv и Qv зависят только от величины вертикальных
составляющих сил натяжения, действующих между концевыми опорами,
©порные реакции, напротив, зависят уже от полной величины Mv.
Этот вывод важен в конструктивном отношении; он означает, что для
величины дополнительных мо-
'*> ментов и поперечных сил,
вызываемых V, безразлично,
имеет ли эксцентриситет е
большую или малую величину.
б)
^
радщщ
ли:
А. **"*
(И
Фиг. П. 29. Эти различные положения ар-
матурных элементов по высоте балки дают
равные М
Фиг. П. 30
Ш тем же результатам приводят фиг. 11. 29, а и б. В случае б момент
Ш| велик, так как должен уравновесить только отрицательные моменты
ШР. В случае a M'v мал, поскольку здесь имеются и положительные, и
отрицательные площади эпюр М°.
Из формулы (11. 15) можно вывести условие, обращающее M'v
в нуль («свободное» предварительное напряжение»); а именно Mv = О,
когда
ЛЛ+М
е-
h + k
(тОГДа ХВ лен = —ТВ прав)
или при l1 = l2 = l
e=f.
Это условие выполнимо только при малых значениях стрел подъемз
парабол осей арматурных элементов; такие значения в большинстве слу-
чаев вредно отражаются на желаемом эффекте предварительного напря-
жения. Отсюда видно, что не следует добиваться «свобод-
ного» предварительного напряжения, так как уже для
достижения наилучших результатов по несущей способности конструк-
тор всегда будет стараться расположить ось арматурного элемента в
пролете как можно ниже, а над промежуточной опорой — как можно
выше.
Как видно из фиг. 11. 30, для балки с прямоугольным сечением вели-
чина е большей частью оказывается существенно меньше /. Защитный
слой бетона у элемента натянутой арматуры примем одинаковым в про-
лете и над опорой, равным d. Это дает максимальное значение е.
377
В этом случае
откуда
е = d:
2
f=^h — 2d —
e=-—f.
3
2 '
В балках таврового сечения, у которых нейтральная ось расположена
высоко, е будет еще меньше по сравнению с /. ¦
Только при больших положительных и отрицательных Мр имеет
смысл выбрать стрелку f оси арматурного элемента настолько малой,
чтобы можно было получить e = f и тем самым создать «свободное» пред-
варительное напряжение.
После того как найдены статически неопределимые величины М*
можно также написать и выражения для поперечных сил:
Qav — Л v —. -|-
м
Bv
v :
q:
Ме
В лев v
U
Q.
'в
VCv *— ^ v —
М'ва .
М,
Bv
L
Bv — Qb i
Поперечные силы в основной системе (при малом а)
Для параболы
Следовательно:
tg
Qv= — Vsina т Vtga.
__dy_4f 8fx __
dx I
P
n° — viAf~e 8/-M
Qx
Qxv + Q XV
Таким образом, при ei = ?2
№
8fx /¦
\ l
P
I
Следовательно, например в точке А при х = 0 будет
,3/_
Qav = — V-
I
Qcv у
q;
'в прав v <
(11.18)
378
а в точке В при х = / (фиг. 11. 31)
а - v(3f 8f\-v5f- о,
Следовательно, окончательные значения Q опять-таки не зависят от
е как и Mv. Напротив, статически неопределимые опорные реакции
зависят от е. На фиЛ 11. 31
приведены все результаты
для двухпролетной балки
с fi = h-
Попутно покажем здесь
применение метода линий
влияния при учете влияния
боковых сил от изменения
направления натянутой ар-
матуры в статически неопре-
делимой системе. При поль-
зовании линиями влияния не
приходится определять лиш-
ние неизвестные, если только
у натянутого элемента арма-
туры над концевыми опора-
ми равен нулю.
Моменты Mv находят не-
посредственно, используя ли-
нии влияния М и вертикаль-
ные составляющие боковых
сил и как нагрузку.
Как уже говорилось в
11. 22, п. 4, при расчете бал-
ки с параболическим элемен-
том натянутой арматуры мы принимаем равномерно распределенные вер-
тикальные составляющие силы и — — —-— • То же значение берем и
тогда, когда ось элемента натянутой арматуры имеет вид ломаной.
При 1{ = 12 и fi = f2 расчет при помощи линий влияния для Мв (по
Ангеру) дает
МВ0=-0Л25иР = +±-Щ?-Р = У/,
о I"
т. е. одна строка дает сразу то же значение, которое было получено
выше по формуле (11. 17). При неравных / и f нужно подставить соот-
ветствующие значения.
При помощи этого метода можно производить расчет и таких элемен-
тов натянутой арматуры, форма оси которых отклоняется от параболы,
однако простым этот метод оказывается только тогда, когда элемент
натянутой арматуры меняет направление в небольшом числе точек или
состоит из коротких параболических участков и прямолинейных участков.
Фиг. 11. 32 показывает, как при этом определяют Mv. Разумеется, в
качестве сил U, строго говоря, надо подставлять вертикальные состав-
ляющие фактически наклонных боковых сил.
Учет воздействия боковых сил при помощи линий влияния прежде
всего позволяет быстро получить ясное представление о влиянии изме-
нения направления элемента натянутой арматуры на величину какого-
^гГПГГШрт^^
^Afu
ч**
^тщ%:& ^г
°епкц ия
я^ит
zs
¦
1
Cv **¦¦
vfte
Фиг. 11. 31. Моменты, перерезывающие силы и
реакции, возникающие в симметричных двух-
пролетных балках вследствие предварительного
напряжения арматурных элементов параболиче-
ского очертания
379
либо из действующих в сечении усилий. Исходя из этого представления
легко можно определить необходимое изменение положения оси элемента
натянутой арматуры, для того чтобы, например," увеличить или умень-
шить опорный момент Mv.
Необходимо учитывать при этом, что при равном / парабола дает
вдвое больший суммарный угол изменения направления, чем треуголь-
ник, хотя угол излома треугольника кажется очень большим. Поэтому
при выпуклом очертании линий влияния опорных моментов параболиче-
гаг^>1?
^8
; Прямая . [Прямая , Пряная, , рря-
^
Парабо\
8/V
-¦ №. $Uz \u* rnln^
VJohup влияния \ Mx
b\\
^=^
F
Mv?-ui4;uz4SuF
Фиг. 11. 32, Определение Mv путем ис-
пользования линий влияния при учете
вертикальных составляющих сил натя-
жения
Парабопп дает
"g-Vf
Тредгольпип бает
Линия влияний
Фиг. 11. 33. Сравнение действия па-
раболического элемента натянутой
арматуры с действием арматурного
элемента, имеющего одну точку из-
лома в 1/2, на пролетные и опорный
моменты
ское очертание оси арматуры сказывается гораздо резче, чем треугольное,
в то время как при линиях влияния пролетных моментов в виде треуголь-
ников с вогнутыми сторонами и при изломе треугольной оси арматурного
элемента в месте наибольшей ординаты линии влияния можно иногда
получить больший момент от предварительного напряжения, причем,
правда, снижается опорный момент (фиг. 11. 33).
Таким образом, можно воздействовать на отношение между пролет-
ным и опорным моментами от М^, регулируя направление оси элементов
предварительно напряженной арматуры. Наконец, изложенный прием
позволяет использовать широко распространенные таблицы и графики
линий влияний или площадей влияния.
11. 722. Сила натяжения действует на концах балки,
вне центральной оси
Допустим, что на конце А задан эксцентриситет еА (фиг. 11. 34).
Изображенную на фиг. 11. 34, б эпюру М® = ¦—V ну можно разделить
на две эпюры, приведенные на фиг. 11. 34, в и г. К уже разобранному
выше случаю фиг. 11. 34, /з, которому соответствует фиг. 11. 26, прибав-
ляется, следовательно, еще новая треугольная эпюра моментов
д щ^ = __ ун е^ (с отрицательным знаком, если еА положительно, с
положительным знаком при отрицательном еА).
Мы уже рассматривали моменты от предварительного напряжения,
возникающие при эпюре MQ согласно фиг. 11. 34, в.
380
№*
Ъ
г) \l"^e
<а^^рШтттттттттттттт^ ^
8^^
тдтгЩШшгтта^,
fiv
у-ел|ПНШТттгт^
i/-e-
* ч
Поперечные силы без
«i учета момента на
i опоре
и).
Qif только от момента на опоре
•*" t
aiillllllllLllHillllllillllll^7
¦f'?
к\ Суммарное Qy
j!lF)lM>N4jM[(||li||j
*-и.чы ?*)
'-№)
Фиг. 11. 34. К определению Mv и Qv при односторонне вне-
центренно приложенной силе натяжения; арматурные эле-
менты параболического очертания
'•%Н*1 'чЩн*
Дополнительная треугольная эпюра моментов М° приводит к появле-
нию углов поворота
о
^В лев
J_ VeAk _ -VeAly
3
хя
прав
О,
2 6
В то же время опорные углы поворота при действии M'v
^В лев — о ? ^Лправ '— о
Из требований условия непрерывности упругой линии S т = 0 вытекает
~-УеА1х M'v
(k + k) = o.
Откуда у опоры В
(11.19)
При /l = /2 И fl=f2
(11.20)
На фиг. 11. 34, е представлена эпюра моментов AMVi вызванных
внецентренностью силы V. Нулевая точка этой-эпюры должна соответ-
ствовать фокальной точке. Если бы фокальная точка была известна,,
можно было бы © данном случае сразу построить эпюру моментов (метод
фокусов). Отсюда; и из фиг. 11. 34, д получаем окончательную эпюру
момента Mv, представленную на фиг. 11. 34, ж. Можно видеть, что поло-
жительный эксцентриситет для определенного f увеличивает моменты
в нужную сторону; отрицательный момент в пролете и положительный
опорный момент увеличиваются и благодаря этому оказывают дополни-
тельное противодействие моментам Мg или Мр, которые имеют противо-
положный знак.
Однако опорные моменты, возникающие при е = 0, являются более
благоприятными, постольку при этом можно принимать большую вели-
чину /.
Рассмотрим еще вызываемые приложенным на конце моментом по-
перечные силы, которые при прямолинейных эпюрах моментов должны
иметь постоянную величину в каждом пролете.
Имеем
О = УбА I УеЛ =ус I Н + 24 \.
ЧАВ 1г ^2/^+д А\ 2^ + 4) Г
Qi
'ВС —
¦Mv
= -VeA
к
2kih + Q
382
Дри равных I и f получаем (см. фиг. 11. 34, и)
Qab =
5VeA
Q
Ж
41
VeA
М
Окончательную величину поперечных сил вычисляют путем сложения
с уже известными Qv (фиг. 11. 34, з); суммарная эпюра представлена
на фиг. 11. 34, /с, на которой надписаны значения Q для равных / и f.
I (е*~ес)
Фиг. 11. 35. К определению моментов при дву-
сторонне внецентренно приложенных силах на-
тяжения арматурных элементов параболического
очертания
Исходя из фиг. 11, 34, можно непосредственно написать выражения
величин для случая приложения моментов на обоих' концах. Мы делаем
это для 1\ = 12 и fi = /, но при еАфес
Влияние каждого из концевых моментов порознь представлено на
фиг. 11. 35, а, суммарная эпюра —- на. фиг. 11. 35, б. Здесь значительно
увеличивается положительный опорный момент.
11. 723. Случай применения арматурных элементов, прямолинейных
на протяжении пролета
На практике иногда используются прямолинейные элементы натяну-
той арматуры, направление которых изменяется только над средней
опорой. Ниже мы покажем нецелесообразность арматуры такого очер-
тания.
Допустим, что арматурный элемент закреплен на концах центрально
(ел = ес = 0). В этом случае мы увидим, что треугольная эпюра момен-
тов М° уничтожается обратной и равной ей эпюрой М', т. е. Mv= 0, что
вытекает также из уравнения (11. 17), если положить /=0 (фиг. 11. 36).
Статически неопределимые опорные реакции определяются из условия
J±*n -
VeB
BV~
2VeB
С' ij-
VeB
383
Из наклона элементов натянутой арматуры легко можно усмотреть
что эти реакции равны с обратным знаком вертикальным составляющим
силы натяжения, включая вертикальную составляющую в точке В, и что
следовательно, также Qv =0. Несмотря на то, что поперечная сила равна
нулю, опорные реакции A'v, B'v и Cv все же действуют как настоящие.
Следовательно, несмотря на внецентренное расположение арматурных
элементов натянутой арматуры по
J*. ! tl . длине балки, она предварительно на-
W
в
Ми'О
25""""
*-7S-
V*m
25
T
I
Zl
J
v L
Фиг. 11. 36. Прямолинейные арматур-
ные элементы, концы которых распо-
ложены на уровне центральной оси, не
создают при предварительном напря-
жении изгибающих моментов или по-
перечных сил в балке, но вызывают
опорные реакции
пряжена центрально.
**L
ТГ
v к
м*'*\\\\у±\
На
6) .
1111111И I
Ши
(TTNMIHlllllllllllllllllHlinl
Фиг. 11. 37. При внецентренном распо-
ложении концов прямолинейных арма-
турных элементов в двухпролетной бал-
ке возникают изгибающие моменты, ве-
личина которых обусловлена лишь вели-
чиной концевых эксцентриситетов
Из этого вытекает, что при внецентренном расположении концов пря*
молинейного арматурного элемента на балку действуют только показан-
ные на фиг. 11. 34, е концевые моменты от предварительного напряжения
(фиг. 11. 37); иначе говоря, применяя прямолинейные арматурные эле-
менты, нельзя получить моментов от предварительного напряжения, ока-
зывающих сильное противодействие моментам Мg или М*.
11. 73. БАЛКИ С КОЛИЧЕСТВОМ ПРОЛЕТОВ БОЛЕЕ ДВУХ
11. 731. Трехпролетная симметричная балка
Пользуясь теми же приемами, можно получить в общем виде выра-
жения для моментов Mv и для симметричной трехпролетной балки при
параболическом элементе натянутой арматуры (фиг. 11. 38). Здесь мы
i zk к к
0 в С V
Фиг. 11. 38. Трехпролетная симметричная балка
* В одной из своих работ [183] Гюйон подробно описывает ряд опытов с двухпро-
летными балками, в которых предварительное напряжение создавалось прямолиней-
ными или почти прямолинейными в пределах пролета элементами натянутой арматуры.
Разумеется, на основании этих опытов нельзя делать вывод о преимуществах или недо-
статках предварительного напряжения неразрезных балок.
384
ограничимся приведением некоторых результатов, что, возможно, в ряде
случаев облегчит первый предварительный расчет.
Величина статически неопределимого опорного момента в этом случае
будет равна
Mm — M'cv = V Х
3
— е
2
к + ^к
M0Bv = M0Cv=Ve;
MBv = V / г^'+У3 \=Mc
k + jk
¦)
з
При f2=: — f\ получим
Mbv = V/1 и угол поворота тв = 0.
11. 732. Более общие случаи
Можно было бы рассмотреть в общем виде еще ряд случаев; в свое
время соответствующие расчетные формулы будут помещены в справоч-
ных изданиях.
Метод сил целесообразно применять для балок не больше, чем с
четырьмя-пятью пролетами; при большем числе пролетов можно прене-
бречь влиянием остальных пролетов либо применить способ выравнива-
ния моментов или углов поворота (см. 11. 75).
При элементах натянутой арматуры, имеющих форму, отклоняю-
щуюся от параболы, в расчетные формулы легко могут быть внесены
соответствующие изменения. Если приходится иметь дело с кривыми, не
поддающимися математическому выражению, или с ломаными прямыми,
то площади эпюры моментов М расчленяют на полоски и определяют
уры поворота у концов графически с помощью веревочного много-
угольника.
Применение приема расчета, основанного на использовании линий
влияния, для случаев, отклоняющихся от обычных, оправдывает себя,
только если и без того требуется построение линий влияния при рас^
чете статически неопределимой несущей конструкции.
Можно сделать общий вывод, что внецентренное расположение эле-
мента натянутой арматуры над промежуточной опорой в неразрезной
баяке или в жестко защемленных концах балок не влияет на величину
Mv и Qv и оказывает воздействие только на M'v и Q'v и тем самым
на опорные реакции.
Окончательные величины Mv , Qv определяются только положением
и величиной вертикальных составляющих усилий натяжения и рассто-
янием равнодействующих этих усилий от центральной оси на свобод-
ных или упруго защемленных концах балок, но не зависят от началь-
ного наклона элемента натянутой арматуры к центральной оси на сво-
бодном конце или вблизи промежуточной опоры.
Это относится к элементам натянутой арматуры, очерченным не,
только по параболе, но и по любой другой кривой или по ломаной линии.
25 - 3206
ЗЙ5*
Однако это утверждение недействительно для статически определи-
мых балок, в которых предварительное напряжение не вызывает появле-
ния дополнительных опорных реакций.
11. 733. Балки переменного сечения
Как известно, изменение момента инерции по длине оказывает значи-
тельное влияние на распределение моментов в статически неопределимых
конструкциях, а при предварительном напряжении это влияние может
стать особенно существенным. При расчете таких балок применяют обыч-
ные методы. При вычислении M°v=Vyv величину yv определяют как рас-
стояние оси арматурного элемента от криволинейной или ломаной цен-
тральной линии. Лучше все-
го нанести ось элемента на-
тянутой арматуры, отклады-
вая ее положение от условно
выпрямленной центральной
линии. Если фактически ось
арматурного элемента имеет
очертание непрерывной па-
раболы, то нанесенная ука-
занным образом ось элемен-
та натянутой арматуры в ме-
стах действительного излома
центральной линии также
должна иметь точки излома,
поскольку в этих точках бо-
ковая сила сжатого бетона,
которая возникает в такой
точке излома, должна быть уравновешена боковой силой элемента пред-
варительно напряженной арматуры.
Лучше всего пояснить это на примере.
Рассмотрим двухпролетную неразрезную балку с прямолинейными
вутами (фиг. 11. 39), напряженную при помощи арматурного элемента,
действие которого соответствует действию элемента параболического очер-
тания. Ось элемента натянутой арматуры, отнесенная к условно выпрям-
ленной линии центров тяжести (фиг. 11. 39, б), должна состоять из пара-
бол со стрелами подъема f, а в действительности арматурный элемент
должен будет иметь излом в начале вута, соответствующий излому цен-
тральной линии (фиг. 11. 39, а).
Новая величина стрелы параболы равна /= |~?т;она будет
больше, чем у балки без вутов, на величину , так как из-за наличия
вута центральная линия балки у опоры В сдвинулась книзу на вели-
чину Л е.
Для дальнейших вычислений примем, что длина вута Х/ = 0,3/, а от-
ношение моментов инерции
Л = ^™ =0,2; Ад = уг5"А=1,71А.
Углы наклона касательных у концов, нужные для вычисления статически
неопределимого опорного момента ЛГВ, можно определить как опорные
386
Ось натянутой арматуры по отношению п пинии
центров тяжести сечении, придеденной «прямой
Фиг. 11. 39. Арматурный элемент двухпролетной
балки с вутами имеет излом оси над началом
вута, чтобы при натяжении этот элемент мог
действовать как параболический
реакции в статически определимой основной системе (разрез в сече-
™ М М
нии 5), нагруженной площадями эпюр или соответственно .
EJ EJ
Для прямолинейных или параболических вутов величины углов на-
клона касательных у концов могут быть приняты по таблицам, например
составленным Дишингером или другими1. Мы воспользуемся первыми
для рассмотрения следующих случаев (фиг. 11. 40).
Поскольку ось арматурного элемента, отнесенная к условно выпрям-
ленной линии центров тяжести балки, является параболой со стрелой f,
U U W i М Ml
td
h
\~л, -!
Углы поворота *а спора* пОи моменте
но апорр м» f
Углы поборота на опора* "ои pabno
>чермО pacnpedpnpnHCu "appyjup
Фиг. 11. 40. Обозначения углов поворота концов
его натяжение вызовет в основной системе, как известно, приблизительно
такое же действие, как распределенная отрицательная нагрузка
и ~ —. плюс момент на конце в точке В, равный + VeB.
Так как в силу симметрии угол поворота т в точке В должен быть
равен нулю, то условие для нахождения опорного момента в точке В
будет
откуда
0,
м
Bv
ИЛИ
№„.=
-fa?"
eBV.
Значения углов <р" и а" находим по таблицам Дишингера для
X = 0,3 и п = 0,2:
111* 0,0351 =-*?lL 0,0351;
EJ
EJr
EJ,
0,2066.
1 «Tachenbuch fur Bauingenieure. Massivbau», Кар. Ill, 1949. См. также Guldan,
Rahmentragwerke und Durchlauftrager, 1952.
25*
387
Откуда получим
яУ . отг, 0,0351 ..
Mgv— + 8V/ — eRV.
0,2066 в
М'в„=-1/(1,36/- ев).
Суммарный опорный момент, таким образом, будет
MBv = M°Bv+MBv = + 1/^+1/(1,36/-^);
Mbv = + 1,36/1/.
Если бы момент инерции / был постоянным, то с меньшим jF' = f • -
момент был бы равен Mbv = f'V.
Из этого явствует, чго наличие вута увеличивает опорный момент, вы-
зываемый предварительным напряжением, так как здесь момент —
VeB действует с увеличенным плечом ев, или, иначе говоря, потому что
здесь действует не только наличие вута, но также увеличение /.
Отношение опорных моментов при предварительном напряжении
будет
J-ViBv с вутом 1 уу
Mr
v без вута
При постоянной нагрузке это отношение будет равно
1,36.
MBg
с вутом
Мп? оез вута
Поэтому при полном использовании возможной величины стрелы
подъема устройство вутов большей частью приводит к возрастанию поло-
жительных опорных моментов от предварительного напряжения и умень-
шению отрицательных моментов в пролетах по сравнению с соответству-
ющими моментами от (g + р).
Отсюда следует, что в напряженно армированных балках примене-
ние вутов не всегда так же целесообразно, как в балках из обычного
железобетона, особенно когда оси арматурных элементов напряженной
арматуры не имеют изломов.
П. 74. БАЛКА С ЗАДЕЛАННЫМИ КОНЦАМИ
Рассмотрим балку с заделанными концами прежде всего как основу
расчета по способу выравнивания моментов или углов поворота. Допу-
стим, что один конец балки заделан так, что отсутствует возможность
поворота и линейного смещения, другой — также не имеет угловых пере-
мещений, но подвижен в продольном направлении. Подвижность в про-
дольном направлении в напряженно армированных конструкциях должна
быть обеспечена в связи с укорочением элементов под действием Vb •
388
11. 741. Двустороннее защемление; параболический арматурный элемент;
симметричное размещение арматуры по высоте на концах балки
Рассмотрим сначала опять параболический арматурный элемент
(фиг. 11. 41), с эксцентриситетом е на концах балки. Здесь эпюра момен-
тов Mv может быть получена путем суммирования прямоугольной и
параболической эпюгз (фиг. 11. 41, б).
р> 'А Скользящая
Ь,ч<Л Гора
п
б)
рЗР=-
^птПТГППгтИГТТПтгг^
М возникает от-
защемления
| т МрМ°+м'действует
[Zju'* мдлине балкимемду
"3J ун защемленными опорами
Фиг. 11. 41. Балка, заделанная двумя концами, с элементом
натянутой арматуры параболического очертания
В качестве основной системы примем простую балку на двух опорах,
а статически неопределимыми величинами будут моменты защемления
ША и Мю в данном случае ЛГ.
Углы наклона касательных на концах балки должны быть равны нулю.
Отсюда получается уравнение для определения M'v, если положить
Vh~V: (фиг. 11, 41, в).
M'v = + ZfV-eV = v(lf-ey
(11.21)
Следовательно, опорный момент будет равен
MAv = MBv = Jrf)Av + M,1,=zeV+ (|/-e)V== + |/l/-
ответ
чпъенно, в точке 1/2 (фиг. 11. 41, г) момент будет
Ml,2v = -{f-e)V+(^f-e]jV=-±fV.
(11.22)
(11.23)
389
Таким образом, моменты Mv балки с заделанными концами и с пара-
болическим арматурным элементом не зависят от эксцентриситета этого
элемента арматуры на концах балки, а только от стрелы подъема f
параболы.
Итак, для распределения моментов М„ безразлично, высоко или
низко над опорами размещены концы элемента натянутой арматуры.
Случаи, представленные на фиг. 11. 42, ау всегда приводят к одинако-
вой эпюре моментов Mv.
"ЛИ-
и_
Все три случая дают
одиняпобые моменты ^\/,
*>Ъ
_?
*"/
ЗгГ| I ^тТГТТТДрГТГТгт^
^Щч
-?Г но различные значения „
1 опорная моментов M'-f'jf sj V
"'t—r
Я
Фиг. 11. 42. Независимо от расположения по -высоте балки арма-
турного элемента возникают всегда те же моменты Mv, но различные
моменты защемления М'
Напротив, величины опорных моментов M'v, согласно формуле
2 ,
(11. 21), зависят от с, причем М\ исчезает, если принять е=—/.
о
В этом случае имеется налицо «свободное» предварительное напря-
жение, поскольку здесь углы наклона касательных у концов балки в ста-
тически определимой основной системе равны нулю, и поэтому не тре-
буется никакого М\ чтобы удовлетворить краевым условиям защемления.
Величины W имеют важное значение при расчете методом уравно-
вешивания по 11. 75.
Тот же результат быстрее можно получить при помощи расчета на
воздействие вертикальных составляющих усилий натяжения:
— 8 V -
и = /
Р
(у — отрицательна, /, направленная книзу, положительна.)^
Как известно, опорные моменты равномерно нагруженной балки с за-
щемленными концами
12
12,12
а момент в пролете
mihv 24 3У
При помощи найденных величин вычисляют
M'V = MV-NPV.
390
11. 742. Двустороннее защемление; параболический арматурный элемент,
размещенный на разной высоте у концов балки
Неравные эксцентриситеты арматурного элемента у обеих опор дают
несимметричные эпюры момента М\, как показано на фиг. 11. 43. Для
определения углов наклона касательньщ на концах балки образуем
Л
Чг
«„¦"V"*
v(*p-t)
«*°*v($h4
far v
не 8 масштабе
»tH*'V
ir+fa-*
Me- + §f V My
Фиг. 11. 43. В балке, заделанной обоими концами,
с неравными эксцентриситетами концов параболиче-
ского арматурного элемента возникает эпюра мо-
ментов Mv от предварительного напряжения, ана-
логичная показанной на фиг. И. 42
эпюры моментов М°и М путем суммирования параболических и треуголь-
ных эпюр. Угол наклона касательной в точке А
EJ>zA=+eAV L.l+eBV- L.l-fV-*~ + M'A- • -+Ж'а~-~^
^ 23 23 232 323
• = V(2eA+eB)-2fV + 2MA + M'B = 0.
Соответственно угол наклона касательной в точке В
EJ^B = + V(2eB + eA) — 2fV+2M'B + M/A^0.
Из обоих уравнений следует
(11.24)
391
Следовательно, моменты от предварительного напряжения в заделках
будут
MBv
= M°Av + M'Av= + eAV + V (|/-еА) =| Vf-
= M°Bv + M'Bv = + eBV+V ||/- ев) ==\vf,'
(11.25)
откуда
M«av=jVf.
(11.26)
siv^
^
»1
Шггггтпшптлпппгг, j
Kb* Мг
Г
Итак, моменты от предварительного напряжения в балках с закре-
пленными концами также не зависят от какого-либо различия в разме-
щении по высоте элементов натянутой арматуры на концах балки и
определяются только стрелой подъ-
^ j |*v ема / наклонно расположенной пара-
у|ЩЩ1ШШ11МШШ1Р]у болы (фиг. 11. 43).
11. 743. Двустороннее защемление;
прямолинейный арматурный элемент
Если положить теперь /—О, т. е.
если взять прямолинейные арматурные
элементы, то из вышеприведенных
уравнений (11. 23) и (11. 26) получим,
что в данном случае в защемленных
балках при натяжении не возникает из-
гиба независимо от положения арма-
турных элементов даже в случае их на-
клонного расположения, хотя в задел-
ках действуют статически неопредели-
мые моменты M'v (Фиг. 11. 44). Такие
балки, следовательно, при их предвари-
тельном напряжении нагружены лишь
центрально и не искривляются (не изменяющее формы, но не «свобод-
ное» предварительное напряжение).
* fell,
1Ш№—--тхшШЩ^
Фиг. 11. 44. Прямолинейные арма-
турные элементы дают при двусто-
ронней заделке балки независимо от
их положения всегда момент
Mv = 0, т. е. имеет место не изме-
няющее формы предварительное на-
пряжение
11. 744. Двустороннее защемление; криволинейный арматурный элемент
любой формы
Из изложенного выше вытекает, что и при любой форме криволиней-
ных арматурных элементов для моментов Mv имеет значение не поло-
жение концов натягиваемой арматуры, а только величина и распределе-
ние вертикальных составляющих усилий натяжения, так что быстрее
всего Mv определяется с их помощью; к тому же готовые линии влияния
для заделанных балок имеются в специальных руководствах.
Моменты М° определяются размещением арматурных элементов по
392
высоте балки; они равны Vy. Таким образом, легко определить моменты
Щ = Mv — Щ, ; к тому же достаточно знать моменты М' в местах
защемления концов балки, чтобы провести правильно замыкающую ли-
нию относительно эпюры моментов М°.
11. 745. Прямолинейный элемент натянутой арматуры с промежуточной
анкеровкой
В некоторых конструкциях часть элементов натянутой арматуры анке-
руется внутри пролета. |В связи с этим рассмотрим случай, представлен-
ный на фиг. 11. 45.
Отсутствие поворота на концах балки выразится так:
и
EJtB^Ve
К)
4-м^^ + жЦо| = у,(2^^) + 1м;н-
+ дЛГ* = 0.
|~— L ?<
Отсюда следует
•*<
к*-
гт
л4г = + Ув(2§-зр);
M'Bv = -Ve(4S-3?).
(11.27)
¦v
iiiiraiiiiiiniil
.Li
M°«*ve
Учитывая M°, получим м- kim^- -^ттпТППтШТ!^»
M^= + V^e(2€-3P); (1L2g) ,mmuulur ~Лхт^ ^"»
Фиг. 11. 45. Двусторонне защемлен-
•п г у ная балка с промежуточно заанке-
В точке § / имеет место скачок эпю- роваНным прямолинейным арматур-
ры» моментов (фиг. 11. 45).
ным элементом
М. 746. Одностороннее защемление; параболический арматурный элемент
при любом его положении но высоте сечения на концах балки
Из условия хв = 0 находим статически неопределимый опорный мо-
мент MBv (фиг. 11. 46):
(11.29)
393
Отсюда момент защемления на опоре балки В равен
М.
Bv
MBv±MBv=+V\f
-<Н-
(11.30)
В середине балки получим
Mll2v = -V
~2f~1eA\
Момент, действующий в середине пролета, следовательно, как раз в
2 раза меньше опорного момента, но имеет обратный знак. Положение
по высоте арматурного элемента (величина ев ) со стороны защемления
и здесь не отражается на пролетных моментах, а влияет лишь на момент
в заделке.
При еА =0 получим
(11.31)
(Н)
ъ-о jgggnM№muL4—M
MBv = +V(f-eB).
(11.32)
При /=0 все моменты в балке
снова исчезают, остается лишь ста-
тически неопределимый момент в за-
= -Ven
My (при ej, О}*
tf-У
Фиг. 11. 46. Односторонне защемленная
балка с арматурным элементом парабо-
лического очертания
Фиг. 11. 47. Односторонне за-
щемленная балка с арматур-
ным элементом с одной точ-
кой излома оси
11. 747. Одностороннее защемление; ось арматурного элемента ломаная
прямая при любом расположении этой оси по высоте концевых сечений
балки
Рассмотрим случай балки, защемленной одним концом с арматурным
элементом, ось которого имеет очертание ломаной, при одном изломе в
некоторой точке х (фиг. 11. 47).
394
Из уравнений для углов поворота на концах балки снова получаем
откуда
М'во — — V
eB-?p{2x* + Sx'l-2x'^
9
»
MBv= + V^-(2x2 + 3x'l -2х'А.
(11.33)
(11.34)
Если принять я—#'= —, то
4
Р-6Л P-L p-L2 \ p-L2 р'1г
е± _ MS:
В S t? 2h 12
Фиг. II. 48. К расчету неразрезных балок по
методу перераспределения опорных моментов
11. 75. Соображения о применении метода перераспределения мо-
ментов или углов поворота по Кроссу, Кани (или другим авторам)
к многократно статически неопределимым напряженно армированным
конструкциям
При расчете многократно статически неопределимых конструкций по-
лучили распространение, между прочими, приемы последовательного
¦приближения по Кроссу, Дер-
недде или Кани [76, 128, 175];
их применение облегчается мно-
гочисленными вспомогательны-
ми таблицами и графиками,
•©'ни заслуживают внимания и
для расчета напряженно арми-
рованных железобетонных кон-
струкций.
Как известно, в этих прие-
мах сначала допускают, что все
узлы неподвижно закреплены,
т. е. не поворачиваются, и нахо-
дят концевые моменты полного
защемления отдельных стерж-
ней под действием внешних на-
грузок. Сумма этих моментов
стержней в узле дает «узловой
момент».
Если теперь освободить один
узел, то узловой момент распре-
деляется по отдельным стерж-
ням в соответствии с их жестко-
•стями. В примыкающих узлах
появляются моменты от этих
стержней, которые определяют-
ся с помощью коэффициентов
перехода.
3Nr.
Фиг. 11. 49. Трехпролетная балка с парабо-
лическим арматурным элементом и соответ-
ствующими узловыми моментами
395
Для пояснения сказанного используем фиг. 11. 48; в рассматриваемом»
случае приложены лишь простые внешние нагрузки. В узле 2 узловой
момент Л1а= (- -—; в узле 3 момент равен М3 = — ?—.
8 12 12
Правило знаков: момент считается положительным, если он повора-
чивает узел по часовой стрелке.
В отношении моментов от предварительного напряжения нужно пом-
нить, что узел подвергается действию лишь статически неопределимых
моментов M'v, как уже было выяснено в 11. 74. При этом принимаем, что,
V, следовательно, также и М действуют лишь в самом стержне, а не-
в закрепляющем его узле.
Для трехпролетной балки со сквозным арматурным элементом пара-
болического очертания (фиг. 11. 49) и закрепленными концами мы дол-
жны, например, по уравнению (11. 24) перераспределять следующие*
узловые моменты в узле 2:
м2= + (м'2лев + м', прав )= + [у(|л-ва)- v[
4,-Vbf*
Элемент
Фиг. 11. 50. Знаки моментов в пролете и
в узле
М2 = +|1/(Д-/2).
Знаки моментов в узлах или на стержне принимаются по фиг. 11. 50.,
Приведенное выше уравнение для М2 соответствует ЪМ„ на узле 2\.
так как е2 обеих парабол одно и то же.
Если бы, однако, е2лев в первом пролете не было бы равно ?2пРав арма-
турного элемента второго пролета, то величина е не выпала бы из выра-
жения узлового момента.
Этот случай часто имеет ме-
сто в напряженно армирован-
ных рамах, причем, кроме того,,
в узлах В и С (фиг. 11. 51, а)
не только эксцентриситет, но и
величина силы натяжения ар-
матуры в обоих направлениях
(ригель — стойка) могут быть*
различны.
Моменты от предварительного напряжения, приложенные в узле В,
при его жестком закреплении в этом случае будут равны
M'bv = + Vst eBu + Vr I g/— eBnpaa J •
Такой же результат получится, если рассматривать отдельно узел В'
(фиг. 11, 516). В узле в качестве внешних сил действуют обе силы натя-
жения Vr и Vst* В качестве внутренних сил на узел со стороны стойки
действуют моменты и силы Mst и Nstt а со стороны ригеля на стойку
MR И NR.
Выше было показано, что момент в жестко заделанной своим концом
В стойке при прямолинейном арматурном элементе должен быть равен'
нулю: Mst = 0. Но опорный момент стержня с криволинейным арматур--
ным элементом, жестко защемленного в В и С, т. е. ригеля, равен
M* = |V*/.
396
Так как сумма всех действующих в узле В моментов должна быть
шавна нулю, то с учетом правила знаков (+ по часовой стрелке) имеем
Vr ^прав - VSt еВи — MR + Mst + M'Bv = О
шли
VHeBv$n - Vst ева-- VRf+ Q+M'Bv^0.
f^^rw
Жш*-41
Bu Оси натянутой
¦арматуры -—
"Л
J>i
Фиг. 11. 51а. Напряженно армирован-
ная рама с перекрещивающимися в
узле рамы элементами натянутой
арматуры ригеля и стойки
Фиг. 11. 516; Угол рамы
Отсюда находим величину статически неопределимого узлового
момента:
M'jto^Vstean + Vx I - f — ев прав
Можно не излагать порядка перераспределения момента, так как рас-
пределяются лишь статически неопределимые части узлового момента;
в конце концов получается эпюра моментов М'', которую следует нало-
жить на эпюру моментов при жестком закреплении.
Влияние продольных сил будет рассмотрено ниже в связи с усадкой
и ползучестью, в гл. 12.
Глава 12
12. РАСЧЕТНОЕ ОПРЕДЕЛЕНИЕ ВЛИЯНИЯ
УСАДКИ И ПОЛЗУЧЕСТИ БЕТОНА
12. 1. ПРЕДВАРИТЕЛЬНЫЕ ЗАМЕЧАНИЯ
Изменение во времени процессов усадки и ползучести было рассмот-
рено в гл. 2 (ср. фиг. 2. 50; 2. 51; 2. 54). Для расчетного определения
влияний этих процессов мы примем для них обоих одну и ту же кривую
(фиг. 12. 1), очертание которой может и не быть установлено, так как
Дишиигер [25] еще в 1937 г. показал, что единственно интересующее нас
окончательное состояние конструкции зависит лишь от конечного значе-
ния деформации усадки е* и ползучести <реь.
Эти величины для усадки можно взять из гл. 2. 233, для ползучести —
из гл. 2. 246.
IB первую очередь нас интересует
потеря А силы предварительного на-
пряжения и величина деформации
конструкции вследствие усадки и
ползучести бетона. Затем рассмотрим
влияние этих деформаций на стати-
чески неопределимые конструкции,
на изгибающие моменты, возникаю-
щие вследствие каких-либо осадок
опор, и т. п.
В основном задачи этой главы
можно решать тремя следующими
методами,
для некоторых промежутков времени,
dv dy
оо Бремя t
Фиг. 12. 1. Изменение во времени про-
цессов усадки и ползучести прини-
мается одним и тем же
1. Можно написать условия
следовательно, рассматривать, например,—в зависимости от---. Этот
dt dt
путь впервые указал Дишингер в 1937 г. в своей выдающейся работе [25],
где он дал расчетное определение этих влияний и тем самым установил
ряд важных положений, которые имеют большое значение, особенно для
напряженно армированного железобетона. Этот способ приводит к линей-
ному дифференциальному уравнению, которое решается, если не учиты-
вать наличия арматуры.
2. Можно составить условия, охватывающие равные участки процес-
сов усадки и ползучести во времени, т. е. исследовать процессы по сту-
пеням. Используя такой прием и применяя способ конечных разностей,
приходят наглядным способом без решения дифференциального уравне- •
ния к тому же результату. Этот прием можно применить и там, где в
случае применения первого метода возникли бы трудности в решении
398
дифференциальных уравнений. Дишингер и Мерш [74] применяли этот
метод.
3. Можно искать приближенные решения, которые удовлетворяют
требованиям практики, так как в данном случае использование точных
приемов расчета ввиду неточности значений es и ®гь имеют мало смысла.
Поскольку конечные значения деформаций от усадки и ползучести могут
колебаться в пределах 20 -т- 40%, достаточны приближения с точностью
в 5-10%.
Во всех трех случаях можно составить уравнения усилий N, М, V
или напряжений agi о^,..., или деформаций е. Большей частью выраже-
ния с е являются наиболее простыми.
12. 2. ПОТЕРИ СИЛЫ ПРЕДВАРИТЕЛЬНОГО НАПРЯЖЕНИЯ
ВСЛЕДСТВИЕ УСАДКИ И ПОЛЗУЧЕСТИ
Вообще достаточно рассмотреть центральную сжатую призму. Ис-
пользуя метод исследования, предложенный Буземанном (см. гл. 12. 24)
[122], можно показать, что и рассмотрение предварительно напряженной
балки, подвергнутой изгибу, тоже можно свести к простому случаю
центрально сжатой призмы.
Потери напряжений в натянутой арматуре для каждого сечения балки
имеют другую величину, так как сЬх, а следовательно, и укорочение от
ползучести -^- ср изменяются, как правило, от сечения к сечению. Однако
можно ограничиться определением потери напряжения в месте макси-
мального обжатия, так как она там является наибольшей, и, следова-
тельно, во всех других сечениях напряженное состояние более благо-
приятно.
Строго говоря, следовало бы при нескольких арматурных элементах,
расположенных один над другим, рассчитывать потери силы предвари-
тельного напряжения для каждого ряда натянутой арматуры [226].
Натянутая арматура, расположенная ближе к наружной грани балки,
испытывает наибольшую потерю напряжения; арматура, расположенная
ближе всего к нейтральной оси, — наименьшую. В сумме возникает
потеря, которая соответствует укорочению бетона на высоте равнодейст-
вующей усилий всех арматурных элементов, прилегающих к одной сто-
роне сечения. Так как нас интересует лишь этот суммарный эффект, то
достаточно рассчитывать потерю напряжения для бетонного волокна.
Фиг. 12. 2. Рассмотрение элементарной площадки на
уровне расположения центра тяжести натянутой
арматуры
которое расположено на уровне равнодействующей усилий натянутой
арматуры. Более точный расчет не имеет смысла, принимая во внимание
неточность значений ss и ср.
Выделим малый элемент dxdydz на уровне равнодействующей усилий
натянутой арматуры и допустим, что этот элемент в момент времени О
центрально обжат по оси х с напряжением о^+г/) (фиг. 12. 2).
399
Расчет с помощью конечных разностей дает возможность определить
наиболее определенным образом деформации укорочения бетона и, сле-
довательно, также связанной с ним неподвижно в смысле сдвига натя-
нутой арматуры, причем нужно обратить внимание на то, что уменьшение
силы натяжения сопровождается уменьшением напряжения сЬю так что
укорочение из-за ползучести становится меньше, чем ср sb (g+v) . С другой
•стороны, напряжение abg остается постоянным, так как ведь постоянная
нагрузка не изменяется вследствием ползучести.
Расчет с помощью конечных разностей приводится ниже подробно в
виде примера, чтобы этот способ можно было применить соответственно
к отдельным случаям.
12. 21. ОПРЕДЕЛЕНИЕ ПОТЕРИ СИЛЫ НАТЯЖЕНИЯ В ЦЕНТРАЛЬНО
СЖАТОМ ЭЛЕМЕНТЕ ВСЛЕДСТВИЕ УСАДКИ И ПОЛЗУЧЕСТИ ПО СТУПЕНЯМ <р
(РАСЧЕТ С ПОМОЩЬЮ КОНЕЧНЫХ РАЗНОСТЕЙ)
Пусть потеря силы натяжения будет А = У0 — Voo. Оно делится на
л последовательных ступеней: А\А2А5...Ат >.Лп= А. Нам известны сле-
дующие величины (фиг. 12. 3):
?лВь13всшнар Мд
усабпой
Фиг. 12, 3. Относительные деформации е в поперечном сече-
нии балки без учета ползучести
*bg-
cbv~
±g— удлинение бетона на уровне элементарной площадки dydz
вследствие действия abg от Mg и, возможно, Ng (если
она имеется), следовательно, только от постоянной на-
грузки без предварительного напряжения;
М. — укорочение бетона на том же уровне только вследствие
воздействия силы предварительного напряжения Vo;
es — укорочение бетона от усадки на том же уровне (прини-
мается по всей высоте поперечного сечения одинаковым);
удлинение натянутой арматуры от силы предварительного
напряжения У0.
Процесс проявления полного укорочения разделим на п равных сту-
пеней (фиг. 12. 4). На протяжении каждой ступени элемент длиной
dx = 1 укорачивается на — (e,-f eb (g+v) <?) •
п
400
*spv
В начале любой ступени, например /n-й, сила натяжения равна
Va=VQ-Am.
На протяжении m-й ступени потеря силы натяжения Ат возрастает на
д А , так что в конце т-й ступени или в начале (т + 1)-й ступени
Vm + * = l/n — An
vn
¦А~ДЛ„
Укорочение бетона в пределах m-й ступени составляет, если учесть
только восстанавливающееся упругое удлинение бетона вследствие умень-
Фиг. 12. 4. Расчленение кривой потерь силы натяжения на
равные ступени, соответствующие равным интервалам кривой
ползучести
шения ААт силы натяжения (последний член нижеследующего урав-
нения) и пренебречь восстановлением усадки вследствие ДЛт, что при
очень малых ступенях допустимо:
п п п
Ат*ЬоЧ ААте
т by
V0n
Vn
Укорочение стали составляет в пределах той же ступени
ДА.
Vn
-sp-
26-3206
401
Приравнивая оба эти значения, получаем уравнение
У| *Ь*9 | ЧуУ АтЧуЧ ДЛиеб*_ bAmzsp
п п п V0n V0 VQ '
гт п 1
После умножения на — • — имеем
ф Sbv
Ji_ + !u+l-^ = ^.-(l+M (12.1 а)
*bv V0 VQ ;Т\ 4vJ ^0 9
s
bv
Из (12. la) следует
Д 4* _ у / ?*> И ej | jw | г An
Vo Л *bv — esp l\ *Sbv 4v К
Если положить
¦ a.
то получаем
(±Am = -Amax+*VQ. (12.16)
Но вообще для каждой ступени т имеем
Лт + х = Лт+ А Ат = Ат- Ата1 + ccVQ,
Am + 1=V0a+Am(l-*,). (12.2)
Потерю силы натяжения на отдельных ступенях получаем далее,
подставляя y—1—av в виде
^1=^0а+0. y;
/12~у0а + Лт;
^^^o^ + ^-ir;
Подставляя каждое значение А в следующее, находим
Al = aV0;
Л2 = (а + ot y) V0 ;
^a = (a + aY + aTa)Vo и т- д-
4 = (а + аТ + аТ2 + . . ¦ + аТя-1)^- (12.3)
402
Умножая (12. 3) на у п вычитая результат из (12. 3), получим
или
^о 0-т)
(12. 4)
Возвращаясь к подстановке значений а, аи а, получаем
<х а
1 —у а.г
(1-Г) =
Если обозначить
1 -(l-«i)"J =
1-11-5
tl ?
^7)1
UV CJp
— 4Peto
TO
o-rt=[i-(>-^"]=.-^.
поскольку, как известно:
e*=fl + -j или е-* (1--
Следовательио, относительная потеря силы натяжения V0 будет равна
(12.5)
V„ - Коо Л
Vn
^0 \ «Р ?ftt, »*,
+ _*? + ! 1-е-
r^l
/
Вместо деформаций можно подставить напряжения. Тогда, вводя
ооозначення со
V~o Е
—- (см. гл. 11) и л= —^~
, получаем
26*
(12.6)
403
Значения (1 — е ф') приведены на графике 12. I.
Изменение напряжений в бетоне A abv (вызванных только предвари-
тельным напряжением) пропорционально уменьшению силы натяжения.
Следовательно:
Jbv J "Чт
Jbv
j^ + ^ + iH1-*-*'
Jbv
или
OJD
0,10
0
Z.
A
Да^-^ + ^+а^-е <PJ
/
/
/
/
/ •
Л
/
>
I
/
/
Л
/
A
S
Л
и"
у
sy
(127 a)
/Iplfr-rprnQ
0 OW 0 20 0 30 Q4Q 0 50
x ^^^^ '
График 12. I
Изменение .напряжения в ajpMarype будет соответственно
(12.76)
Все напряжения нужно относить к элементарной площадке на уровне
равнодействующей усилий натянутой арматуры в исследуемом сечении,
следовательно, нельзя в качестве сь вводить напряжения в краевом
волокне.
12. 22. ОПРЕДЕЛЕНИЕ ПОТЕРИ В ЦЕНТРАЛЬНО СЖАТОЙ ПРИЗМЕ
ВСЛЕДСТВИЕ УСАДКИ И ПОЛЗУЧЕСТИ БЕТОНА С ПОМОЩЬЮ
ДИФФЕРЕНЦИАЛЬНОГО УРАВНЕНИЯ ПО ДИШИНГЕРУ
Рассмотрим центрально сжатую предварительно напряженную призму.
Пусть наряду с уменьшающейся силой предварительного напряжения
V на призму действует постоянная продольная сила N (например, на-
пряженно армированная подвеска); призма имеет конечные размеры
ab = Fb, а площадь сечения и модуль упругости натянутой арматуры •—
404
N
Е , Ev (фиг. 12. 5). Продольная сила N здесь играет ту же роль, что
постоянная нагрузка в предыдущем разделе. Для вывода дифферен-
циального уравнения по Дишингеру мы здесь следуем ясному изложению
Биркенмайера [169].
В каждую единицу времени деформация укоро-
чения арматуры должна быть равна укорочению
бетона.
За промежуток йремени dt сила натяжения умень-
шается на dA. Следовательно (в левой части урав-
нения представлена деформация укорочения арма-
туры, в правой — бетона):
dA 1 _esdy , (V0 + N-A) rfcp _
dt
dt
^v^v
фсо dt
dA
dt
^b^b
1
ЕьРь
(12.8)
?ut>.
В правой части первым членом является доля
усадки за промежуток времени dt по кривой ср
(фиг. 12. 1), затем следует укорочение от ползуче-
сти, и последним членом правой части, как и в
уравнении (12. 1), является упругое восстановление
деформации бетона вследствие уменьшения силы
Vq на dA\ соответствующим восстановлением дефор-
мации ползучести здесь тоже пренебрегаем.
Уравнение можно преобразовать и привести к следующему виду:
N { попотит&пъпап
или отрицательная)
Фиг. 12. 5. Цент-
рально обжатая
призма
dA[x | ад
dt\ EmFm
= [V0 + N-A +
?со
Е F \^-
(12. 8а)
Подставляя
получим
п-
И |JL =-
РьШ
= 1 +
1 _ лц-f 1
П\1
п\х
Если обозначить а = ¦ — и К = Vq + N -J- — Eb Fb,
Я|Л+ 1
<?
то дифференциальное уравнение получит вид:
ос dt dt
(12. 86)
Решением этого уравнения является
1п(К—А) = — аср+Св
Постоянная С находится из условия:
при t = 0, ср = 0 и А = 0, откуда С = In К.
405
Отсюда
или
In
ln(K—A) = — acp + ln/C
K-A
К
¦ acp = — с
Вводя основание натурального логарифма е, получаем
К-А = Ке-*';
А~К{\-е~*').
Если снова подставить выражение силы К, то абсолютная потеря
силы предварительного напряжения для центральной сжатой призмы
•будет
A = lvo + N + ^-EbFb\(l-?-*);
Ч> = СР
п\х
ЛЦ+1
(12.9)
Это тот же самый результат, что и в уравнении (12. 5) или (12. 6)
в другой форме.
Например, при
и, следовательно,
|1:
Fv _ +VohSp _ —cr-
Jbv
Fh
Vo/°t
bv
"sp
<p;
n\L(p
yn<ji
bv
-ЛЦ—1 nabv—asp
получаем то же значение ср', что и в уравнении (12, 6).
12. 23. ПРИБЛИЖЕННОЕ ОПРЕДЕЛЕНИЕ ПОТЕРИ СИЛЫ ПРЕДВАРИ-
ТЕЛЬНОГО НАПРЯЖЕНИЯ В ЦЕНТРАЛЬНО СЖАТЫХ ЭЛЕМЕНТАХ
ВСЛЕДСТВИЕ УСАДКИ И ПОЛЗУЧЕСТИ
Простая формула, дающая хорошее приближение, получается, если
допустить, что сила натяжения уменьшается по линейному закону с V0
до Vooy что, следовательно, уменьшение силы натяжения на А происходит
А т,
со средним натяжением —. В таком случае можно написать выражение
для влияния уменьшения силы натяжения на ползучесть.
Укорочение бетонного волокна на уровне оси натянутой арматуры
вследствие одного лишь предварительного напряжения тогда будет
Дв„
+
А
V
"vQ
А_
Здесь ev0 является упругим укорочением бетона под действием Vq:
сг/0 ¦
JbvO
Eh
40Е
Последний член дает упругое восстановление (удлинение) бетонного
волокна вследствие уменьшения силы предварительного напряжения на
величину Л,
Под действием собственного веса и усадки элемент бетона длиной
$х = 1 изменяет свою длину следующим образом:
(| положительно при удлинении).
Полное изменение длины элемента бетона, таким образом, равно
А Ч = *gV + е, + е*о<Р - е*о — (1 +-
Изменение удлинения арматуры пропорционально изменению силы
предварительного напряжения
д _ А
& esp — espv0 17 •
Так как значения Дей и Ае^ должны быть равны, получаем следую-
щее уравнение для определения А:
А
у с
^ = ef<p+ei+4o9-^-A|l+|)
ИЛИ
Л _ +е,+ У(е*+б,л)
»(и-|-)-^
V» 6
Все ? должны быть подставлены с их знаками. Если, умножив числи-
тель и знаменатель правой части уравнения на Esp = п Ebi перейти к
напряжениям, то получим
п v А tsEsp -h /zcP(o-feg+ gfrpD)
Значение А положительно, если Voo < Vo. Здесь все cr нужно брать
с их знаками, а ел., как укорочение, нужно подставлять с отрицательным
знаком.
Сжатие —
отрицательно.
Растяжение —
положительно.
Здесь:
abg — напряжение в бетоне от постоянной на-
грузки;
abvo — напряжение в бетоне от одного лишь V
в момент времени t = 0;
vSpvo — напряжение в натянутой арматуре в мо-
мент времени t = 0;
es — окончательное значение деформации усад-
ки, отрицательная величина.
Формула (12. 10) дает результаты, которые почти не отличаются от
более точных, определенных по формулам (12. 6) или (12. 9), практи-
чески она удовлетворяет даже высоким требованиям к точности расчета,
если принять во внимание неточность es и <р.
407
Степень точности формулы покажем на следующих примерах для
предельных соотношений.
Пример 1 ,
Пусть на уровне расположения оси натянутой арматуры напряжение в бетоне
составляет:
от одного лишь собственного веса
от одного лишь предварительного напряжения
°bg = + 504 т!м*
ObVQ = 1 314 Т/Л{2
от собственного веса + предварительное напряжение
Gbg + dbVQ ==— 810 7//Л2
Распределение напряжений под действием собственного веса и предварительного
напряжения показано на фиг. 12. 6. Напряжение е арматуре от V0
a^tfo^ + 90000 т\м*\ ф~3; п = 6; Еь = 3 000000 mJM2.
С этими данными потеря силы натяжения от ползучести под нагрузкой (влияние
усадки см. в примере 3) по формуле (12.10) будет
Ag + v~(l — w) Vo —
П ср (abg + cbvQ)
naovQll + —\-
V„ = -
-6.810-3
¦ CJjp vQ
-6-1314 1 +
-90 000
Ag + v = + 0,1327 VQ, т. е. 13,27°/o от V0.
Точный расчет дает Ag + v =0,1323 Vo (см. таблицу на стр. 419, 2-й случай, 4-е се-
чение).
Ось натянутой
арматуры
- УООт/ъ*-
Фпг. 12. 6
Ось натянутой
Арматуры
Фиг. 12. 7
Пример 2
Пусть на уровне расположения оси натянутой напряженной арматуры напряжение
в бетоне составляет:
от одного лишь собственного веса
от предварительного напряжения, как в примере 1
°bg == + 1 224 т/м2
Gbvo = - 1 314 т/м\
от собственного веса + предварительное напряжение
abg •+- cbvQ = — 90 т/.и*
Эпюра напряжений под действием собственного веса и предварительного напря-
жения показана на фиг. 12.7. Остальные величины как в примере 1.
Потеря силы натяжения вследствие ползучести под этими нагрузками (без усадки)
будет
Ag-\-v*
-6-90-3
-6.1314
Ю-
- = + 0,0147 Vo, т. е. 1,47% от Ко.
90 000
Точный расчет дает также, что Ag-^v составляет 1,47%> от Vo (см, таблицу на
стр. 419, 3-й случай, 4-е сечение).
408
Пример 3
Определим потерю силы натяжения от воздействия одной лишь усадки. Напряже-
ние в бетоне на уровне оси натянутой арматуры вследствие одного лишь предваритель-
ного напряжения составляет, как в предыдущих примерах:
oto = -l 314 т/ж2
Для вычисления усадки берем
8 ея =-20-10-6.
Потеря силы натяжения от усадки составляет тогда при Е$р=^пЕь
esEbii __
/ СР\ °
-20- 10-5.3 000 000.6
1Л>=+0,03281Л>, т. е. 3,28°/о от Vo.
-6.1314(1+}).
90 000
Точный расчет дает, что As составляет 3,27°/о от Vq (см. таблицу на стр. 417;
4-е сечение). Как .показывают примеры, отклонения от точных значений находятся в
пределах точности вычислений.
12. 24. ДАЛЬНЕЙШИЕ УПРОЩЕНИЯ ДЛЯ ОПРЕДЕЛЕНИЯ ПОТЕРЬ
ОТ УСАДКИ И ПОЛЗУЧЕСТИ, ИСХОДЯ ИЗ ВЕЛИЧИНЫ СИЛЫ
ПРЕДВАРИТЕЛЬНОГО НАПРЯЖЕНИЯ V со
Точные формулы (12. 6) и (12. 9), а также приближенная формула
(12. 10) исходят из напряжений, возникающих от У0, т. е. до проявления
усадки и ползучести.
Но в практических расчетах обычно определяют сначала силу Voo,
действующую после проявления усадки и ползучести, так как в первую
очередь условия в зоне растяжения о-&2= 0 или abz = аЬгмп Должны быть
выдержаны при действии Voo- Таким образом, должны быть известны
напряжения в бетоне abVoo и abg. Напротив, напряжение натянутой ар-
матуры сначала известно лишь для состояния до проявления усадки и
ползучести, если конструктор намерен использовать o-?/?Aon. Чтобы приме-
нить формулы, следовало бы поэтому сначала оценить величину Vq, чтобы
определить аы> а затем путем проб найти то значение Vo, которое после
проявления усадки и ползучести даст уже найденное значение Voo-
Но можно идти и обратным путем, подставив зависящие от силы V^
значения <sbVco и aspVco и задавшись приблизительно значением vspVoo-
Следует, кроме того, учитывать, что лишь в знаменателе надо взять <р
с обратным знаком, чтобы А получилось с положительным знаком.
В таком случае формула (12. 10) примет следующий вид:
А ZsEsp -\~ п у {abg -f- аьуоъ)
~V^~ nabv0.(l - Ф/2)- a,pVoo '
Можно считать, что <р вообще колеблется около значения ю ~ 2„
Первый член знаменателя поэтому становится очень малым и при ср = 2
обращается в нуль. Следовательно, его можно отбросить без особой
ошибки. Благодаря этому, формула упрощается:
А _ tsEsp -f- п у (qbg -f o-ftp со)
409
так как
Voo
то из равенства обоих выражений получается простая зависимость:
д<*sp z=zBsEsP + пЧ(cbg + abvJ.
(12.11)
Степень точности этой формулы показывает рассчитанные по ней по-
тери силы натяжения для примеров 1 и 3 по сравнению с приведенными
в гл. 12. 23 точными значениями.
Точно по формуле (12. 6)
Ag+S+V = 13,23% + 3, 27%, т. е. 16,50% от V0.
Приближенно по формуле (12. 10)
Ag+S+V - 13,27% + 3,28%, т. е. 16,55% от V*.
Приближенно по формуле (12.11)
Ag+S + V = 12,75% + 4,00%, т. е. 16,75% от У0.
В примерах было принято <р = 3. При у = 2 результаты по фор-
мулам (12. 10) и (12. 11) совпадают точно. При ср = 1 получается при-
близительно то же расхождение, что и при ср = 3.
12. 25. ОПРЕДЕЛЕНИЕ ПОТЕРЬ ОТ УСАДКИ И ПОЛЗУЧЕСТИ ПРИ
ИЗГИБЕ ПО СПОСОБУ ВЗАИМНЫХ ВОЛОКОН (ПО БУЗЕМАНУ)
Буземан [122] выделяет на подвергнутой изгибу балке два волокна,
которые не влияют взаимно друг на друга. Положение одного волокна
определяется уровнем элемента натянутой арматуры (уровень располо-
жения равнодействующей усилий Fv), другое определяется нулевой точ-
кой эпюры напряжений^. Согласно фиг. 12. 8, мы обозначим верхнее
волокно цифрой 13 нижнее — 2. Нормальная сила в точке 2, например Ч,
I ОЛЬКО /V;
4° •>
проявпения усаа
и попзучести
4 Натпнцтая арматура
Фиг. 12. 8. Напряжения в волокнах / и 2 (по Буземану)
вызывает по определению в точке / напряжение, равное нулю. По закону
взаимности, поэтому, нормальная сила в волокне 1 должна вызвать в
волокне 2 нулевое напряжение, т. е. нормальные силы в волокнах 1 и 2
не вызывают напряжений соответственно в волокнах 2 -и /, и эти волокна
не влияют Друг на друга. Эти свойства взаимных 'волокон остаются в
силе, если V изменяется от усадки и ползучести, что значительно упро-
щает точное определение влияния усадки и ползучести при изгибе.
410
Положение волокна / можно получить из эпюры напряжения abv или
известным графическим построением по фиг. 12. 8; для этого отклады-
вают по горизонтали радиус инерции i поперечного сечения на высоте
расположения центральной оси и в этой точке помещают вершину пря-
мого угла, сторона которого проходит через точку 2; другая сторона
прямого угла пересекает вертикаль в точке / (ср. также [169]). Отсюда
V Jи
Л FbVv
Изгибающий момент Mg заменяется теперь парой сил ± Bg, которые
приложены к волокнам 1 я 2, следовательно, на расстоянии г/0 — У\ = ?о
•друг от друга.
Следовательно:
z0
В волокне / действует только Bg и дает напряжения av в волокне 2
t—у + В„ ) дает напряжение ст0.
V
На уровне центральной оси напряжение везде равно <ss = —.
Шёометрические соотношения фиг. 12. 8 дают
_ Мг zQ _ Мг
аг —
тще
Рь
Рх =
АА2
У-v
-Ft
*о
*0
Fi
1
J%_
а-2 =
Fb Ух F2
«We F _F у г
Эти заменяющие площади F\ и F% облегчают только запись напряже-
ний в волокнах 1 и 2 и упрощают этим также запись уравнения для рас-
чета влияний усадки и ползучести. При этом мы снова исходим из укоро-
чений или удлинений, которые, например, для волокна 2 равны
_ ст., _ ЛА2
в*2 ~ F ~ F F '
Для точности следовало бы учесть умноженные на п площади попе-
речных сечений арматуры, т. е. подставлять Jt и F( по 11. 3, так как
обычно сцепление арматуры с бетоном действует во все время проявления
.щадки и ползучести или же это сцепление устанавливается в довольно
ранний момент процесса усадки и ползучести. Из-за неточности значе-
ний, принятых для es и фостакие тонкости здесь не оправданы.
Так как оба 'напряжения от нормальных сил а± и ст2 в волокнах 1
и 2 не оказывают друг на друга влияния, то мы можем рассматривать
действие каждого из них в отдельности. Но от усадки и ползучести изме-
няется лишь V, в то время как Bg остается неизменным. Вследствие этого
-нам нужно определить только уменьшение напряжения Дст2 волокна 2
и связать новое напряжение ст2— Аст2 с напряжением а1} чтобы получить
эпюру напряжений в балке, изменившихся от усадки и ползучести ,(ФИГ-
12. 8, справа).
Если написать, как в 12. 22, выражения для укорочения натянутой
арматуры и бетона волокна 2, то получим (для стали — в левой части,
.для бетона — в правой)
411
dA
dt EVFV
_tsd<p (V0-A + Be)_ dy dA u 1
'<Poodt EhF0 dt dt'EhF0' (Um 12>
'b1 2
Jbl 2
так как каждое укорочение волокна 2 от действующих в нем нормальных
сил равно просто
ЗД
Структура уравнения (12. 12) точно соответствует структуре урав-
нения (12.8) для центрально сжатой призмы с той лишь разницей, что*
вместо Fb в (12. 12) подставлено F2, а вместо N — сила В =
—М —М g
= — = ~. Если постоянно действует момент от полезной
Л,-Л *о
нагрузки Мр, который тоже порождает ползучесть, то, конечно, Bg нужно-
увеличить на Вр-
-М
Поэтому решение для А соответствует уравнению (12, 9) с другими
значениями Fb и АЛ
Таким образом, уменьшение силы натяжения в изогнутой балке-
равно
a2bv
92 =
А = 1±
Здесь Bg-
ад + v0
z0
_ в*
+ BS
/7a =
(при
a2.
)«-
-/7 A
^0
e~*l).
положительном
g положительнс
Т П °2 > bv 1 '
z ! 4ЛТО ({р2 ОТНОСИТСЯ К С;,
n<*2>bv ~<*sp
волокна
Л
О;
2)
(12.13>
Уменьшение напряжения в волокне 2 равно
а в арматуре
— Л
Ла,„ =——.
(12.14),
Но это те же значения, которые получаются из 12. 21—12. 23, еслш
подставить в формулы напряжения в волокне 2.
Относящиеся к волокну / напряжения следует соответственно рас-
считывать с
р р Уу
г1 —rb *
412
Так как на волокно 1 сила предварительного напряжения не оказы-
шает никакого влияния, т. е. avbv = 0, то
<*1:
gv '
-в*
Отсюда ясно, что уменьшение напряжения при изгибе имеет .такую
же величину, как в tqm случае, если бы волокно 2 рассматривалось для
случая центрального сжатия по гл. 12, 12. 21—12. 23. Другими словами,
Буземан доказал, что можно определять потери силы натяжения при
изгибе, как потери для центрального сжатого элемента на уровне рас-
положения равнодействующей усилий элемента натянутой арматуры.
Из приведенного вытекает справедливость обычного способа опреде-
ления напряжений после проявления усадки и ползучести, исходя из
силы натяжения, уменьшенной на А; строго говоря, следовало бы расчи-
тывать А заново для каждого сечения, так как А меняется с изменением
т и gv (см. 12. 32, фиг. 12. 12).
12. 26. ПОТЕРИ СИЛЫ НАТЯЖЕНИЯ В ЭЛЕМЕНТАХ НАТЯНУТОЙ
АРМАТУРЫ, РАСПОЛОЖЕННЫХ В ОБОИХ ПОЯСАХ
Если элементы натянутой арматуры имеются в верхнем и в нижнем
поясах, как это обычно бывает в балках стендового изготовления, то по-
теря силы натяжения в элементе / нижнего пояса большей частью будет
совершенно иной, чем в элементе 2 верхнего пояса,
поскольку, как правило, сжимающие напряжения, по-
рождающие ползучесть в обоих поясах, очень различны.
Для определения напряжений после проявления усад-
ки и ползучести поэтому нужно определить потери
силы натяжения обеих натянутых арматур. Но различ-
ные потери взаимно влияют друг на друга.
Г. Книттель [227] дал точный анализ этих зависимо-
стей для статически определимых конструкций t или
для «свободно предварительно напряженных» стати-
чески неопределимых конструкций и решил полученное
дифференциальное уравнение. Для изображенного на
фиг, 12. 9 случая решение, т. е. изменение напряже-
ний бетона и арматуры вследствие проявления усадки
и ползучести, дано Книттелем в замкнутой форме; применение уравнений
пояснено им на примере.
Если требуется такой точный анализ, то следует обратиться к работе
Книттеля, применение которой имеет особенное значение при большом
количестве одинаковых балок.
Работа Книттеля показывает вообще, как следует анализировать по-
тери силы натяжения нескольких одиночных элементов натянутой арма-
туры с учетом их взаимного воздействия друг на друга.
Фиг. 12. 9
12. 27. СВОДКА РЕЗУЛЬТАТОВ ДЛЯ ПРАКТИЧЕСКИХ РАСЧЕТОВ ПОТЕРЬ
ОТ УСАДКИ И ПОЛЗУЧЕСТИ
Из 12. 21 — 12. 25 видно, что при необходимости потеря силы натя-
жения А достаточно точно может быть определена из уравнения (12. 10)
Ус
Г BsEsp -f- tly{<3bg + GbvO 1
413
или из уравнения (12. 11)
4 = 1^-^-
при
— Л °sp = esEsp + ПЧ (<Jbg + GbvJ И <*sp со = GspvQ — &<?Sp-
При этом безразлично, идет ли речь о напряженно армированной ко-
лонне или об изгибаемой балке, если рассматриваются напряжения на
уровне yv расположения равнодействующей усилий натянутой арматуры
или в отдельных случаях на уровне расположения осей одиночных эле-
ментов натянутой арматуры yvi,yv2- Следовательно, нельзя подставлять
напряжения краевого волокна.
В приведенных выше формулах:
es — величина конечной усадки по 2. 233 (всегда подставляется с
отрицательным знаком);
Esp — модуль упругости элемента натянутой арматуры в области напря-
жения av;
Еь
ср— коэффициент конечной ползучести по 2. 246 (положителен);
abg— напряжение в бетоне при воздействии постоянной нагрузки (соб-
ственного веса) на уровне расположения элемента натянутой ар-
матуры (растяжение — положительно);
Gspvo~ напряжение в натянутой арматуре от Vo в момент времени / = 0,
следовательно, большей частью av, но за вычетом потерь от трения
или других снижений напряжения между местом, где производится
натяжение, и рассматриваемым сечением (растяжение — положи-
тельно);
Gbv0 — напряжение в бетоне на уровне расположения элемента натянутой
арматуры от одного лишь Vo (сжатие — отрицательно).
Индекс Т/со — соответствует напряжению в момент времени t=^ после
проявления усадки и ползучести.
Более точные формулы имеют лишь теоретическое значение, но их
нет нужды употреблять на практике. Потеря силы натяжения будет наи-
большей в сечении с максимальными сжимающими напряжениями и в
этом сечении и определяется. Затем рассчитывают напряжения после про-
явления усадки и ползучести, вводя в расчет уменьшенную на А силу
натяжения, т. е. находят
Gbvco — tO Gbv0
V О
и комбинируют эти напряжения с остающимся неизменными cg и ср или
от,,, и т. д.
Если загружение или частичное загружение производится лишь спустя
долгое время после затвердения бетона, то можно уменьшить коэффициент
ползучести ср для этого частичного загружения, пользуясь множителем ki
по фиг. 2. 60.
Если элементы натянутой арматуры расположены и в верхнем, и в
нижнем поясе, то напряжения от V0 и Vu, нужно определять отдельно,
чтобы можно было также отдельно рассмотреть потери силы натяжения
414
б каждом поясе. Если требуется точный анализ этого случая, то рекомен-
дуется обратиться к работе Книттеля, согласно 12. 26.
Если в каком-либо сечении сжимающие напряжения после проявления
усадки и ползучести близки к пределу, а сжимающие напряжения ag+^
в этом сечении не максимальные, то, конечно, ничто не мешает рассчи-
тать для этого сечения относящееся к нему меньшее значение А и опре-
делять напряжение сг^со с этим А.
формулы (12. 10) и (12. 11) настолько просты, что не стоит строить
графики для определения А.
Если имеется несколько рядов натянутой арматуры, то достаточно
определить потерю силы натяжения на уровне равнодействующей усилий
всех относящихся к одному поясу элементов натянутой арматуры.
12.3. ДЕФОРМАЦИИ СТАТИЧЕСКИ ОПРЕДЕЛИМЫХ БАЛОК
ВСЛЕДСТВИЕ ВОЗДЕЙСТВИЯ ПРЕДВАРИТЕЛЬНОГО
НАПРЯЖЕНИЯ, УСАДКИ И ПОЛЗУЧЕСТИ
12. 31. УКОРОЧЕНИЕ БАЛОК
Напряженно армированная балка укорачивается:
1) непосредственно от предварительного напряжения
на величину
Vn
12— / (упругое обжатие);
Еъ?ъ
2) в результате проявления усадки — равномерно на величину ет /;
3) в результате проявления ползучести — на величину 9 -—-1 по
EbFb
центральной оси, если считать, что натяжение VQ при этом остается
постоянным и если пренебречь наличием арматуры.
~ 0П&1
Фиг. 12 10. Укорочение балки от предварительного напряжения; справа целе-
сообразное положение катка подвижной опоры при установке
Однако сила натяжения Уо уменьшается на А, согласно уравнению
П2. 10). Можно получить достаточно точное значение величины укороче-
ния, если допустить, что деформация ползучести вызывается в среднем
д
силой Vq — —. Тогда общее укорочение от предварительного напряжения
усадки и ползучести (отнесенное к центральной оси) будет
AZ = Z
*,+
?К-
~i+^
EbFb
Так как элементы натянутой арматуры большей частью расположены
знецентренно, то балка вследствие ползучести дополнительно прогибается
415
¦(фиг. 12. 10). Для размещения опор балки следовало бы поэтому опреде-
лить укорочение нижней грани. Это можно сделать, как описано в 12.32
Но укорочение от прогиба большей частью незначительно по сравнению
с осевым укорочением, так как прогибы напряженно армированных же-
лезобетонных балок вообще малы. Поэтому в большинстве случаев до.
статочно учитывать укорочение центральной оси при размещении опор
или переходов проезжего полотна. При этом желательно задаваться не
слишком низким ср.
Подвижные опоры устанавливают при монтаже с некоторым переко-
сом со смещением опорных плит так, что катки, пройдя приблизительно
от (0,7—0,9) А/ (в зависимости от того, было ли принято для ц> наиболь-
шее возможное или среднее значение), при средней температуре уста-
навливаются по вертикали, а подвижные опоры оказываются нагружен-
ными центрально.
При подстановке в формулу для А/ величины Еь следует пользоваться
значениями, установленными опытным путем для предусмотренной марки
бетона.
12. 32. ИЗГИБ НАПРЯЖЕННО АРМИРОВАННОЙ БАЛКИ В РЕЗУЛЬТАТЕ
ПРОЯВЛЕНИЯ УСАДКИ И ПОЛЗУЧЕСТИ
Деформация конструкции от одной лишь усадки без рассмотрения из-
менения V соответствует деформации при равномерном 'понижении темпе-
ратуры. Поэтому изгиб в процессе усадки возникает лишь тогда, когда
укорочению элементов препятствует неподвижная или же упруго смещае-
мая опора. Эти деформации рассмотрены, между прочим, Мёршем в [74].
Деформация конструкции вследствие ползучести была бы попросту
увеличенной в 9 раз упругой деформацией от постоянно действующих на-
грузок, если бы сила предварительного напряжения Vo оставалась неиз-
менной. Но V уменьшается из-за усадки и ползучести в каждом сечении
'конструкции различным образом, что, конечно, влияет на деформацию.
Для точного определения деформации поэтому должно быть известно
[уменьшение силы натяжения в каждом сечении. Такое исследование в
Фиг. 12. 11. Схема балки к числовому примеру определения деформаций от
ползучести и усадки
-общем виде было бы затруднительным. Поэтому ограничимся рассмотре-
нием простого случая балки на двух опорах в виде числового примера и
сделаем из полученного результата выводы относительно возможных
упрощающих допущений.
Рассмотрим балку постоянного прямоугольного сечения с параболи-
ческим элементом натянутой арматуры, который закреплен в центрах
-416
тяжести концевых сечений (фиг. 12. 11). Определим потери силы натя-
жения в сечениях от 0 до 4 для первого случая нагружения
a—g, совместное действие которого с VQ приводит к одинаковым напря-
жениям по всей длине балки. При этом
Mg^-
-мт
1/0-0,4 А= ?-.
0 8
Отсюда
V0 = 0,313
gP
h '
Сжимающее напряжение тогда равно при Ь = 1
V
== — -1-0-= —0,313
'(*)'
I 20
Допустим еще, что — =—; g=3,6 т/м; п=6. Тогда ag+v=0,3l3-3,6«400 =
its 1
« _ 450 г/ж2; V0 = 450 m при h = b=\ м.
Пусть потеря силы натяжения выражается уравнением (12.6):
А,
V,
.(i^ + ^+lVl-*-*'),
Р = :
bv
¦*sp
Напряжение csp постоянно и равно 90 000 г/ж2.
Здесь следующие величины зависят от х: abv, <sbgi <р'.
Вычисление этих величин и значений потерь в каждом сечении для
волокна, расположенного на уровне оси натянутой арматуры, при
щ = — 20 ¦ Ю-5, <р = 3, Еь = 3 000 000 t/ж2 приведено в следующей таб-
лице. '.»«..
Сеченне
0
1
2
3
4№)
о. 1 о. 1
bv \ bg
в т/>и2
— 450
— 615,4
— 936
— 1 209,4
— 1314
+ 0
+ 165,4
+ 486
+ 759,4
+ 864
?'
0,0874
0,1182
0,1762
1 0,2238
0,2416
Х-*-*
0,0837
0,1116
0,1616
0,2005
0,2147
V . .
bv
-1
-0,7313
- 0,4808
-0,3721
- 0,3425
*sBb
*°bv
i 0,4444
0,325
0,2137
0,1654
! 0,1522
As
в %
3,72
3,63
3,45
3,32
3,27
A*
от VQ
8,37
8,16
7,77
7,46
7,35
На фиг. 12. 12 представлено графически распределение по длине балки
потерь силы натяжения As (часть, зависящая только от одной усадки)
и Ag (часть, зависящая от одной только нагрузки) для рассматриваемого
первого случая нагружения. Величина потерь силы натяже-
ния вдоль пролета колеблется незначительно.
Но картина меняется для второго случая нагружения u>g,
который выбран так, что в точке 1/2 напряжение в нижнем крайнем во-
локне от VQ и g становится равным (*№+*) = —900 т/м2, следовательно,
uo(g^-v)—0. Эти напряжения возникают при #=2,1 т/м и н~3,6 т/м.
27 - 3206
417
В качестве третьего случая нагружения рассмотрим tt<g*
при этом возьмем ?=5,1 т/м при и = 3,6 т!м, так что в точке 1/2 получи^
напряжение нижнего краевого волокна <ти(?+т>) = 0 и, следовательно
ffote-f-^)^ — 900 г/ж2.
6д,0 вточп1М/г>
и>ф
-90нг/с^э
0д+о д точке L/2
В" ®«**
- ^5 /гг/см г
6g+v 8точке L/Z
-90кг/смг
(3)и<$
Фиг. 12. 12. Потери силы натяжения в °/о от Vo для сечений на поло^
вине длины пролета балки; Ag — потеря при воздействии только 'внешней
нагрузки, As — потеря только от усадки
Так как мы оставили abv неизменным, то As и <р по сравнению с пер-
вым случаем не изменяется. Нам нужно, следовательно, вновь определить
лишь Ag+V.
Эти потери силы натяжения Ag, выраженные в процентах от Vo, та-
ковы (см. фиг. 12. 12):
418
Сечение
Шучай второй . . .
Шучай третий . . .
1 о,-
8,37
8,37
!
9,41
6,91
»
11,63
4,27
з
12,71
2,21
4
13,23
1,47
Как и следовало а ожидать, потери силы натяжения от ползучести в
отдельных сечениях сильно зависят от g и и и могут быть различны. На-
против, потери напряжения от усадки незначительно отличаются друг от
друга.
12. 321. Упругая линия при действии только нагрузок (g + v)
Для различных потерь силы натяжения Ag в сечениях х находим сле-
дующую величину укорочения балки на уровне расположения оси эле-
мента натянутой арматуры:
&2* ¦
Axg
(укорочение от ползучести в волокне 2).
Для определения угла поворота мы снова воспользуемся рассмотрен-
ным в 12.25 волокном 1 (по Буземану), которое расположено там, где
напряжение бетона от одного только предварительного напряжения равно
нулю —abv ^О (СР- Фиг- ^2. 8). (В этом волокне равенство сг^=0 не изме-
няется, если даже 1/0 уменьшается до V ж. В волокне 1, следовательно,
действует всегда остающееся неизменным напряжение abg от одной лишь
постоянной нагрузки g\ таким образом, пластическое укорочение на уровне
волокна 1 равно
с1х '
<*xg
6l« = —*"*.
Так как
то
М
xg
J*r
ь1х-
Мхууг
Расположения волокна 1 (т. е. расстояние его от нейтральной оси)
определяется по 12. 25:
_ *а = Л
Уу ?ьУъ "
Ух
Для определения напряжений oxg следовало бы рассмотреть, строго
говоря, только поперечное сечение бетона Fn (без учета арматуры), если
сцепление бетона с арматурой восстанавливается лишь после вступления
в действие полного собственного веса.
Напротив, для определения у\ следовало бы рассмотреть полное попе-
речное сечение, так как уменьшение А силы натяжения относится к же-
лезобетонному сечению.
При применении высокопрочной стали для натянутой арматуры пло-
щади сечений балки без арматуры и с нею обычно отличаются незначи-
тельно, так что их можно без большой погрешности считать равными.
27$
410
При относительно большой силе предварительного напряжения и при
применении сталей средней прочности необходимо учитывать различные
значения поперечных сечений.
Таким образом, мы знаем величину укорочения на уровне двух воло-
кон после проявления ползучести, откуда получаем угол поворота между
напряжения
Удлинения
if
I /
U
До проявления
у ползучести
После проявле-
-пир ползучести
А га%
Фиг. 12. 13. Напряжения н деформации для определения угла поворота $х
двумя соседними поперечными сечениями (фиг. 12. 13), причем предпо-
лагается, что сечения остаются плоскими:
где
и
Де„ = е,
2х
с1х
г0=У1+У„
= Ахе Mxgyt у =
F-ь \nFv
Mxgy^
При Axgyv = MXA угол поворота на единицу длины будет:
Рх = 1 I Мхл Mxgy,
d^ znEh \ nF„v„ Л
Из общего уравнения упругой линии
Ф
)•
м,
1х
р,
bbJb
dx
Можно представить себе, что прогиб вызывается условным моментом
Mix- Условный момент, который вызывает искривление, соответствующее
проявлению ползучести, равен
Mix =
Л
/ МхА ^Мхеуг \
\ nFvyv Jb J
I
*»Л nF%
J" MxA + ^Mxe9.
420
Так как
то
Уг
z0yv Р + у\
_J А.
i2 + У2' Fb '
11+у1 \ nFv Fb )
Если еще положить Fv=\iFi и произвести преобразование
Л
J,
ь
> + А-А+л , + (*}
то получим еще более простое уравнение:
где подставлено
Уравнение упругой линии будет вообще
>•=//-?"¦
(12. 15)
Так как решение этого уравнения нельзя получить в замкнутом виде,
то вернемся к нашему примеру, определим Mix для сечений от 0 до 4
и определим известными методами упругую линию по эпюре М,х.
В примере фиг. 12. 11 имеем
b = h= 1 м;
Fk=l м*;
ft —
h?
12
: 0,0833 мг;
J\, = 0,4 м;
V 450 F
Fv = ^- = ^- = 50 см*; ^ = ^ = 0,5%;
П~ 6.
По этим данным для второго случая нагружения при g" = 2,l т/м и
и—3,6 т/м и со значениями для А по фиг. 12. 12 (второй случай) находим
отдельные значения М,^. Результаты приведены в следующей таблице.
Определение М для второго случая нагружения
Сечение
0
1
2
3
4(//я)
.а
i
1
0,732
0,481
0,371
0,343
Axg
в m
37,8
42,4
52,3
57,2
59,4
Axgyv
в тм
0
— 7,4
—15,6
—21,4
—23,75
-*xgyv
в тм
0
-247
—522
—714
—792
в тле
0
46
79
99
105
*Mg
в тм
0
+ 138
+ 236
+297
+315
м.и
ik
в тм
0
— 80
—137
—154
— 164
421
Если построить эпюру моментов Mt (фиг. 12, 14) и нанести на том
же графике параболу, которая в точке 1/2 совпадает с линией MiM то
можно видеть, что расхождение между ними несущественно. Следова-
тельно, можно вычислить в качестве приближения ординаты упругой ли-
нии, исходя из эпюры моментов, имеющей форму параболы, с моментом,
равным Мгх, в точке 1/2, по уравнению (12. 15) при х = 1/2, и таким образом'
получить почти точное значение прогиба от ползучести в 1/2.
Для сравнения отметим, что если принять приближенно величину по-
тери равной 0,5 A xg при 9=3, условный момент в 1/2 будет равен
<рМ
g +
„=Г+ 105- |450-^|^)of4J3 = -
138 тм,
следовательно, значительно больше, чем точное значение момента Mi =
=—164 тм по приведенной выше таблице.
Если полностью учесть наличие полной потери, равной Axg, то получим
<р Mg + v [ 105 — (450 - 59,4) 0,4] 3 = — 153 тм,
что дает лучшее приближение, чем 0,5 Axg.
Так как все же точное определение момента Mitp по уравнению (12.15)
является простым, то рекомендуется
рассчитывать прогиб балки от пол- о > 2 ' 3 **=№
зучести, исходя из этого значения
момента и параболической эпюры
моментов.
А ?!
% *"""
V
V
V
V
V
tr; —————
1 S
, Точно
Cl eg
Лрибл именно t
\no пара 6'one'()
NN
"' \>
V
V
©
ч
\л
>n
>^
^SN
><s.
^ '
2
d
^&ч
«Sij
1
J
3
j
J
Фиг. 12. 14. Эпюра моментов Mik для
второго случая 'нагружения, которая
дает такое же искривление оси эле-
мента, как и воздействие ползучести
Фиг. 12. 15. Эпюра моментов Mik для
третьего случая *нагружения, которая
соответствует искривлению оси эле-
мента, в результате воздействия пол-
зучести
Тогда прогиб в точке 1/2 будет равен
8//2 = — '
Р
48 EJ
Mi
il/2-
Для третьего случая нагружения при g=5,l т/м и « = 3,6 т/м со значе-
ниями для Axg по фиг. 12. 12 (третий случай) отдельные значения мо-
мента Mix приведены в следующей таблице (в верхней части стр. 423).
Если снова нанести на график для сравнения эпюру моментов Mix
и параболу (фиг. 12. 15), то найдем, что в этом случае парабола дает
достаточное приближение для определения прогиба.
422
Определение момента М. для третьего случая нагружения
Сечение
0
1
2
3
4(//а)
г2
*+У\
1
0,732
0,481
0,371
0,343
в т
37,8
31
19,2
10
6,6
в тм
0
—5,41
—5,78
-3,75
—2,46
-A*g*v
в тдс
0
—181
—192
— 125
— 82
в тм
0
+111
+191
+239
+255
Ф м
в тм
0
Ьззз
-572
-718
-764
м
в тм
0
[-112
-182
-220
-233
Для этого случая при полном проявлении потери силы натяжения
Дм, = 6,6 т в точке 1/2
*М* + * = 3[ + 255 —(450 —6,6)0,4] = +233 тм,
т; е. получаем то же значение, что и для момента Мп^ в приведенной
выше таблице.
12, 322, Упругая линия от влияния усадкн
Мы используем тот же самый способ расчета, что ив 12. 321. Укоро-
чения волокна 1 и 2 вследствие усадки и потеря силы натяжения от
усадки будут
А.
е2х ¦— р р ; ?и —е* \
Следовательно, угол поворота равен
dx \EVFV
•Отсюда
*0 \
аех = е.
-•)-¦
1 z0
E.F, 1
2х
=¦!*¦
После соответствующих преобразований получаем
к-гУ?\ пр }
(12. 16)
Для нашего примера со значениями As по фиг. 12. 12 и е, =—0,20 мм/м
получаются значения Mis, приведенные в следующей таблице.
Определение М. от воздействия одной только усадки
Сечение
0
1
2
I
0,732
0,481
0,371
0,343
As
в m
16,9
16,4
15,5
14,9
14,8
— А у
в тм
0
—2,88
—4,65
—5,59
—5,91
~ As Уъ
П\±
в тм
0
— 96
—155
—186
—197
в тм
0
[-106
-180
-225
-240
в тм
0
+ 14,6
+12
+14,4
+14,8
423
На фиг. 12. 16 изображена эпюра Ми от усадки, соответствующая про»
гибу балки в результате воздействия усадки. Если взять умноженный на
9 момент при 0,75 Ai/t9s9 то получим хорошее приближение:
%МЯ — 3-0,75-14,8-0,4= 13,3 тм .
Но прогиб балки, вызванный изменением силы натяжения только от
усадки, очень незначителен в сравнении с прогибом от потерь, вызван-
s^^ _^1^ Й Приближенна, при 75%
8 -=*"' ^¦'"«*" ¦ wwJ"**«« rzi'o/77 Й 6 точке 1/2
Фиг. 12. 16. Эпюра моментов MlSt которая соответствует искривлению
оси балки в результате потери силы натяжения от усадки
ных ползучестью, так как Mis в точке 1/2 составляет приблизительно
только от Vio до Vie момента М\ в обоих рассмотренных здесь крайних
случаях нагружения. Если принять для определения максимального про-
гиба только от усадки прямоугольную эпюру моментов с ординатой
Mis=l3 тм, то получим
fr = ^.*= + - 13°400°1000-.^+2,6жж.
h EJ % 3 000000-0,083-8
От воздействия одной только ползучести получалось: для второго слу-
чая нагружения
5* -А 20М64 Ю00 = ~-27,3 мм;
1 48 3 000 000-0,083
для третьего случая нагружения
fc* , 5 202-234
Э//2:
48 3000 000-0,083
1000 = + 39 мм.
12. 323. Выводы
Для простых балок с равномерно распределенной нагрузкой и посто-
янным / прогиб или выгиб кверху в точке 1/2 от действия усадки и пол-
зучести может быть достаточно точно рассчитан по формуле
1 48 ЕJ
причем Mt определяется из уравнения (12. 15) для я=//2. Влиянием
усадки можно пренебречь или же учитывать его как прогиб от постоян-
ного момента
Этот прогиб будет равен
Ms = 0J5Asy„.
L2
//з 8 EJ
424
В качестве приближения, в первую очередь для статически неопреде-
лимых конструкций, можно определить деформацию от действия усадкиг
и ползучести как умноженную на 9 упругую деформацию, если ее опреде-
лить для силы
V=V0-(0,7 + 0,9)Ask.
Для приближенной оценки достаточно знать, что последующая дефор-
мация конструкций о? действия усадки и ползучести равна умноженной
на ф<р упругой деформации bg+ Va, причем множитель ф нужно принимать
приблизительно равным 0,9со.
12. 4. ВЛИЯНИЕ УСАДКИ И ПОЛЗУЧЕСТИ НА ВНУТРЕННИЕ
УСИЛИЯ СТАТИЧЕСКИ НЕОПРЕДЕЛИМЫХ КОНСТРУКЦИЙ
12. 41. ОБЩИЕ ЗАМЕЧАНИЯ
I. Усадка
Общеизвестно, что усадка порождает дополнительные внутренние
усилия (М и Q), если укорочению от усадки препятствуют опорные
условия.
В неразрезных балках с прямолинейной или криволинейной осью
усадка не дает таких последствий, если обеспечена надлежащая подвиж-
ность опор, и потому укорочение от усадки происходит беспрепятственно.
Однако в рамах, арках и других несущих конструкциях с несмещае-
мыми опорами в результате усадки возникают дополнительные моменты
Ms и поперечные силы Qs. Определение этих усилий производится так
же, как и при изменениях температуры; оно обстоятельно рассмотрено
Мёршем' [74].
Усилия Ms и Qs развиваются медленно и в процессе проявления пол-
зучести бетона все время снижаются. Но так как через некоторое продол-
жительное время проявляется новая часть всей усадки, то снижение
Ms и Qs в результате ползучести не так велико, как оно было бы, если
бы укорочение наступало сразу и однократно.
Влияние ползучести на моменты Ms и силы Qs, вызванные усадкой
(так называемая «ползучесть при усадке»), рассмотрено дальше, в 12. 43.
2. Ползучесть
Ползучесть не порождает и не изменяет моментов от предваритель-
ного напряжения или нагрузки и т. п., пока опорные условия или ста-
тическая схема остаются неизменными и предварительное напряжение
остается одним и тем же, — это относится также к рамам и аркам, так
как статически неопределимые реакции не зависят от модуля упруго-
сти Е, который выпадает при их определении (при условии, что самый
модуль Е для всех элементов один и тот же, т. е. конструкции изготов-
лены из однородного строительного материала). Это означает, что ста-
тически неопределимые усилия и, следовательно, распределение моментов
и перерезывающих сил при одинаковых размерах конструкций остаются
одними и теми же независимо от того, выполнена ли конструкция из
стали, резины или бетона или из «закономерно» подверженного ползу-
чести бетона. («Закономерно» означает, что деформации от ползучести
пропорциональны упругой деформации, т. е. предполагается, что попе-
речные сечения остаются плоскими, на что мы имеем право по гл. 2.)
Об изменении действующих в сечении сил, вызываемых V, при уменьшении
425
силы натяжения мы уже говорили в 12.2; сказанное там относится и к
статически неопределимым балкам.
|Если, однако, изменяются опорные условия или расчетная схема,
например происходит осадка опоры, то величина возникающих вслед-!
ствие этого усилий М и Q зависит от модуля упругости бетона, а тем
самым и от ползучести.
Величина усилий такого происхождения снижается в результате
проявления ползучести и притом сильнее, если речь идет о быстром
кратковременном, однократном смещении опоры, и
(меньше, если это воздействие проявляется медленно, дли-
тельно или несколькими отстоящими друг от друга во времени сту-
пенями (как, например, от усадки бетона или осадки на вязком грунте).
Дишингер установил это в 1937 г. [25] и показал, как оценивать эти
влияния расчетом. Необходимо тщательно выяснить существо этих влия-
ний, так как в отношении действия, оказываемого осадкой опор на несу-
щие конструкции, все еще господствуют неясные представления. Стоит
только вспомнить о «предварительном напряжении» железобетонных мо-
стов посредством искусственной осадки опор, действие которой, как мы
покажем, почти уничтожается,
12 42. УМЕНЬШЕНИЕ ВЕЛИЧИН ВНУТРЕННИХ УСИЛИЙ, ВОЗНИКАЮЩИХ
ПРИ ОДНОКРАТНОМ КРАТКОВРЕМЕННОМ СМЕЩЕНИИ ОПОРЫ ВСЛЕДСТВИЕ
ПРОЯВЛЕНИЯ ПОЛЗУЧЕСТИ
В качестве примера рассмотрим балку, заделанную одним концом и
свободно опертую другим, шарнирная опора которой испытывает осадку
на Ьв (фиг. 12. 17).
Возникающий при этом момент в заделке Ма получается из
bB = i-^~ откуда МА = -А
Необходимая для смещения вниз опо*
^°°| ры сила, которая действует в момент
смещения как отрицательная реакция;
равна
МА 3EJbB
%
"7^
з?
Г
1
в — -
1
i р
Под воздействием треугольной эпюры
моментов, которые вызывают в балке рас-
тягивающие и сжимающие напряжения, в
Jsi бетоне проявляется ползучесть, напряже-
-___j—4 ния уменьшаются, соответственно умень-
"" " шается реакция В и, следовательно, такт
Фиг. 12. 17. Осадка шарнирной же момент М.
опоры балки, заделанной другим Сначала рассмотрим консольную бал^
концом ку, закрепленную левым концом, ^а на
правом конце нагруженную силой Во.
Вследствие ползучести на конце балки должен был бы образоваться
прогиб
§ь~ В0Ъьу,
где 8Ь — прогиб конца от единичной силы Р=1.
426
Теперь' разделим снова процесс ползучести на п равных ступеней и
представим себе, что возникающий на протяжении каждой ступени про-
гиб от ползучести -1 скомпенсируется действием восстанавливающей
п
еилы & В, которая принимается действующей лишь в конце-каждой сту-
пени проявления ползучести, чтобы она сама не могла вызвать ползу-
чести. Если сделать ^другое допущение, ко-
торое учитывает пластическую деформацию
бетона при действии восстанавливающей
еилы, то получим тот же самый результат.
Сумма восстанавливающих сил А В соот-
ветствует силе Ав > на которую вызванная
смещением опоры отрицательная реакция 2|-
Во уменьшается с течением времени вслед-
ствие проявления ползучести:
АЕ
IAB.
У
- - J
Фиг. 12. 18
Реакция после полного проявления бетона будет, таким образом,
равна
Boo = Вп
Ав .
Но в конце первой ступени процесса ползучести, так как в этот момент
никакого смещения опоры нет, имеем (фиг. 12. 18)
В,
8&Ф
п
А515, = 0,
откуда
АВ1 = В0^,
п
Следовательно, в конце первой ступени процесса ползучести сила на
конце консоли равна
В1 = В0-ИВ1
-(-*)
вп
Под действием Вг во второй ступени процесса ползучести бетона воз-
никает смещение В\ 56х, которое уничтожается восстанавливающей силой
п
АВ2. Таким образом, снова имеем уравнение
Вг
п
АВ2р„ = 0:
Д?„ = Д
•('-^
В конце второй ступени процесса ползучести сила на конце консоли
равна
У2
Во = В,~ АВ9 = Вп
('-fH'-ili^l'-fl
п I п \ п
Соответственно в конце /г-й ступени процесса ползучести сила будет равна
427
При бесконечно малых ступенях процесса п стремится к бесконеч-
ности (п ->со), и, как при выводе уравнения (12. 5), получим
Дх, = ?0*ГЧР или Ав = (1— ё~У) В0.
Соответственно этому момент в заделке равен
Мл
Аоо ¦
¦¦МАе
(12, 11
Таким образом, опорные усилия, возникающие при осадке опоры
уменьшаются вследствие ползучести бетона в 1/е~У раз.
В табл. 12. II приведены значения е~~% которые можно рассматривать
как коэффициенты для определения конечного значения дополнительных
усилий при проявлении ползучести.
Таблица 12Л1
1.5
е~Ч
0,223
0,135
0,05
0,018
0,007
Из рассмотрения табл. 12.II видно, что после полного проявления
ползучести уже при<р =2 остается лишь около 13% и при 9 = 4 — лишь
около 2% от эффекта, который стремятся получить путем искусственной
осадки опор.
Итак, осадка опоры, предпринятая для изменения моментов или
напряжений в железобетонных сооружениях, практически бесцельна,
если это смещение производится лишь однократно, внезапно и в даль-
нейшем не изменяется.
С другой стороны, неравномерная осадка опор неразрезных балок
не имеет значения, если она возникает лишь однократно в короткое
время и в начальном состоянии вызывает напряжения, которые на рас-
тянутой стороне еще не вызывают трещин, а на сжатой не слишком
превышают допустимые значения.
Если осадка наступает внезапно лишь через несколько лет после за-
вершения сооружения, следовательно, при значительном возрасте бетона,
то снижение возникших при этом дополнительных усилий благодаря пол-
зучести, естественно, будет значительно меньше. В таких случаях следует
принять в формулах соответственно меньшее значение ср.
12.43. УМЕНЬШЕНИЕ ВСЛЕДСТВИЕ ПРОЯВЛЕНИЯ ПОЛЗУЧЕСТИ
ВНУТРЕННИХ УСИЛИЙ, ВОЗНИКАЮЩИХ В СТАТИЧЕСКИ НЕОПРЕДЕЛИМОЙ
КОНСТРУКЦИИ ПРИ МЕДЛЕННЫХ, ДЛИТЕЛЬНЫХ СМЕЩЕНИЯХ ОПОР;
СНИЖЕНИЕ НАПРЯЖЕНИЙ ОТ УСАДКИ ВСЛЕДСТВИЕ ПРОЯВЛЕНИЯ
ПОЛЗУЧЕСТИ
Пример 1. Рассмотрим жестко заделанный обоими концами стер-
жень, лишенный на опорах продольной подвижности; если бы один конец
был свободен, стержень укоротился бы от усадки на е (фиг. 12. 19).
Вследствие сопротивления заделки усадке могло бы возникнуть при от-
сутствии ползучести растягивающее усилие, величину которого опреде-
ляем, приравнивая укорочение и удлинение от силы Z;
.,=-?_=..
откуда
ад
428
Эта сила Zs постепенно уменьшается вследствие проявления ползу-
чести бетона.
Для определения снижения этой силы разделим весь процесс усадки
л ползучести на п равных ступеней и представим себе, что возникающее
на каждой ступени вследствие усадки укорочение уничтожается восста-
навливающей силой AZ. Пусть опять
восстанавливающая сила AZ дейст- \
вует лишь кратковременно в конце 'Л
ступени; при этом условии она не вы- Щ
зовет ползучести. %\
Сумма восстанавливающих сил
AZ в п ступенях соответствует тогда
уменьшению силы Zs на AZ9 на кото- л
рое эта сила снизится вследствие '
проявления ползучести:
*ь е*
Чсадпа f -
I
Az = Y,bZ;
i-
-й
•¦Z,-A>.
УЛ I а ступень
Так как к концу первой ступени 4\
процесса усадки и ползучести не '%~
должно возникать укорочения, то из
этого условия находим
лгг
EF
:0
I
2- я ступень
§-
?. L
t,'*tfh
ИЛИ
AZX:
-*EF.
п
Фиг. 12. 19. Усадка стержня, жестко за-
деланного обоими концами, вызывает в
нем растягивающее усилие Z
Таким образом, в конце первой ступени процесса действует сила
Z^^EF+Zo,
п
причем Z0 = 0.
В конце второй ступени соответственно получаем
— е Zx ср Д Z
EF п EF
¦ = 0
или
AZ2 = ^EF-
п
¦zA
П
Отсюда
Z2 = Z1-\-^Z^=Z1 + ^EF — Z1^ = ^EF^Z1ll — ^\.
п п п \ п]
В конце третьей ступени соответственно
/г Я/7 п ЕЕ~
429
или
n n
Откуда
Ze = Za+AZ8 = ^?/4-Za 1
¦•(-:
Если положить для краткости
и соответственно
то
п
Z2 = a + Zx (3;
Отсюда:
Zn=a + Z„_jP.
Z„ = a(l + j3 + ^+. . . + P»-1);
z.-.G-^L.
1-0
Подставим приведенные выше значения а и р;
i-р
9
При n-> oo получим
Получаем окончательно
= 1 — *-<Р.
Zoo — Е ь гъ в3
(1-е-*)
или
7 — 7 — 7
(l-g-y)
где
430
Zs — Eb Fb ?s.
Вызванное усадкой растягивающее усилие составляет лишь
9
от того усилия, которое возникло, если бы не проявлялся процесс ползу-
чести бетона.
В табл. 12. III приведены значения этого снижающего коэффициента
для различных <р-
Таблица 12. III
ф
1-«-*
9
3,5
0,518
2
0,432
3
0,316
4
0,246
5
0,199
Следовательно, усилия, вызванные медленными длительными про-
цессами, как, например, усадка, постепенно снижаются благодаря пол-
зучести не так сильно, как те, которые были вызваны однократным
кратковременным процессом. Но снижение с течением времени все же
очень велико, так что, конечно, это явление следует учитывать.
Если процесс усадки протекает при наличии сопротивления, то
усадку при проявлении ползучести можно учитывать, только подстав-
ляя в формулы действительное значение конечной усадки, а не уже '
сниженное значение, как, например, es =0,15 мм/м или соответ-
ственно t = — 15°С по нормам DIN 1045, в которых принято понижен-
ное значение именно потому, что имеется в виду усадка при проявле-
нии ползучести (ср. гл. 2. 233).
Пример 2. Влияние усадки в двухшарнирной раме. Как известно, в
двухшарнирной раме благодаря усадке возникает дополнительный распор,
величина которого без учета ползучести (фиг. 12. 20) равна
//. = •
eJEb
h4 . 2 /г3 .
Ji
3 Л
Ьък,
ms=hs h
Фиг. 12. 20. Усадка ригеля рамы и возникающие вследствие этого
изгибающие моменты
431
где k — коэффициент, зависящий от формы рамы и параметров попереч-
ных 'Сечений.
Под воздействием Н3 возникает представленная справа, на фиг. 12. 20
эпюра моментов Ms. Эти усилия вызывают в ригеле напряжения, которые
изменяются при проявлении ползучести и поэтому с самого начала не
дают достигнуть распору Hs и соответственно моментам Ms такой вели-
чины, как указано выше. Легко заметить, что здесь ползучесть влияет на
процесс стесненной усадки так же, как в нашем первом примере. Таким
образом, фактическая величина дополнительного распора составит
(12.19)
12, 5. ВЫВОДЫ О ВЛИЯНИИ УСАДКИ И ПОЛЗУЧЕСТИ НА
ДОПОЛНИТЕЛЬНЫЕ УСИЛИЯ НАПРЯЖЕННО АРМИРОВАННЫХ
СТАТИЧЕСКИ НЕОПРЕДЕЛИМЫХ КОНСТРУКЦИЙ
1. Без изменения условий опирания или схемы вслед-
ствие проявления ползучести дополнительные усилия не возникают, пока
V остается постоянным.
Так как, однако, V уменьшается от усадки и ползучести, то изменя-
ются все усилия, вызываемые V (например, Mv и Qv). Уменьшение V раз-
лично в каждом сечении, поэтому точное определение изменения М^,
Qv является слишком трудоемким; к тому же при этом подвергаются
влиянию величины статически неопределимых усилий, зависящих от Ш
На практике определяют уменьшение силы натяжения для основных
сечений (без учета различий в Л.) и изменяют Mxv, Qxv пропорцио-
нально потере силы натяжения Ах.
2. Если усадка приводит к возникновению усилий или напряжений
вследствие стесняющего эффекта, то эти усилия постепенно снижаются
проявлением ползучести до значении, составляющих I J от тех,
^Fi
которые возникли бы без ползучести (см. табл. 12. III). При этом
нужно в формулы подставить полное zs по гл. 2. 233.
3. Если условия опирания (или статическая схема) изменяются одно-
кратно внезапно без дальнейшего роста этого процесса, то вызванные
этим усилия или напряжения постепенно снижаются вследствие ползу-
чести до е ~~(Р от значений, которые возникли до проявления ползучести
вначале от указанного изменения условий (см. табл. 12. II).
К этим внезапным однократным изменениям относятся также и быстро
затухающие неравномерные осадки опор неразрезных балок, у которых
напряжения остаются в области, свободной от трещин. Эффект такой
осадки почти совершенно пропадает под влиянием ползучести.
4. Если укорочению балки вследствие ползучести после предваритель-
ного напряжения препятствуют жесткие неподвижные опоры, то прило-
женная вначале сила предварительного напряжения Vo уменьшится до
Если предварительное напряжение создавалось благодаря упругому
удлинению (элемент натянутой арматуры), то жесткая опора должна
воспринять разность сил Vo (1—е~ф).
432
Даже незначительная деформация опоры в направлении пластической
реформации бетона сильно изменяет вышеуказанное значение.
5. Если условия опирания (или статическая схе-
ма) изменяются медленно, длительно, примерно в соответствии с
протеканием во времени усадки, то значения условных усилий и напря-
жений, которые возникли бы от окончательного смещения опоры, снижа-
ются вследствие проявления ползучести до ] от этих зна-
\ <Р /
чений.
Это относится и к действию длительных неравномерных осадок опор,
например на вязких грунтах.
28 — 3206
Глава 13
13. ПРОВЕРКА ЗАПАСА ПРОЧНОСТИ
13. 1. ОБЩИЕ ЗАМЕЧАНИЯ О РАЗРУШЕНИИ ПРИ ИЗГИБЕ
'В 1. 11 указывалось, почему при проектировании напряженно арми-
рованных конструкций необходима проверка запаса прочности и что в
данном случае недостаточно только не выходить за пределы допускаемых
напряжений в условиях эксплуатации, Ниже излагаются способы расчета
на прочность, в первую очередь при простом изгибе.
13.11. ВИДЫ РАЗРУШЕНИЯ ПРИ ИЗГИБЕ
Разрушение может происходить по различным нижеизложенным
причинам.
1. Выходит из строя арматура
(малое -содержание арматуры, .низкий коэффициент армирования)
Вид разрушения 1а
Рабочая арматура столь слаба, что остаток ее несущей способности
сверх установившейся силы натяжения меньше, чем предельное растя-
гивающее усилие, воспринимаемое растянутой зоной бетона при работе
изгибаемой балки по стадии 1 (недостаточное напряженное армирова-
ние). В результате арматура разрушается мгновенно при возникновении
в бетоне первой трещины от изгиба. Такое хрупкое разрушение на прак-
тике очень опасно и его следует избегать. Поэтому в 13. 14 устанавли-
вается минимальная величина сечения арматуры, которая обеспечивает
возможность достижения стадии 2 с образованием нескольких трещин и
тем самым возникновение видимых деформаций, которые сигнализируют
о приближении разрушения.
Вид разрушения lb
Арматура разрушается при наступлении стадии 2 до того, как будет
исчерпана несущая способность сжатой зоны бетона при изгибе. Этому
виду разрушения благоприятствуют высокие начальные напряжения стали
av0 и малые удлинения ее при разрыве.
Вид разрушения 1с
Удлинение арматуры обусловливает такое перемещение кверху ней-
тральной оси, что сжатая зона бетона вследствие деформаций нижней
зоны быстро уменьшается и, наконец, разрушается.
434
2. Выходит из строя сжатая зона бетона
(средний и высокий коэффициент армирования)
Вид разрушения 2а
Если несущая способность сжатой зоны несколько слабее по сравне-
нию с несущей способностью растянутой зоны, то она разрушается до
того, как напряжение в натянутой арматуре достигнет предельной вели-
чины. Обычно приближение разрушения дает о себе знать благодаря воз-
никновению трещин в растянутой зоне.
Вид разрушения 2Ь
Если, однако, предварительно обжатая зона растяжения значительно
мощнее сжатой зоны (тавровая балка полкой книзу), то может случиться,
что разрушение сжатой зоны произойдет без появления перед этим тре-
щин в растянутой зоне. Так как при высоких пределах прочности бетона,
например марки В 600, этот вид разрушения может последовать мгно-
венно, без предупреждения, то следует избегать конструкций такого типа.
В то время как в обычном железобетоне преобладает вид разруше-
ния 1, балки из напряженно армированного железобетона при полном
предварительном напряжении попадают часто в категорию конструкций,
которым свойствен вид разрушения 2.
Случай fa
заниженное сечение
натянутой арматуры Разрыд
ьзр к мгновенное &у#_
6вг [разрушение^
случай 1Ъ Случай fe
Разрыд Л а
арматуры _ __ ygt
Нагрузка
Фиг. 13
нагрузка
нагрузка
Кривые, характеризующие развитие напряжений в арматуре и бетоне
для видов разрушения la, lb и 1с
Фиг. 13. 1 и 13. 2 характеризуют различные виды разрушения. На
фиг. 13. 1 показано развитие напряжений в стали и бетоне вплоть до
разрушения для случаев от 1а до 1с. Показанный ранее на фиг. 1. 12 ска-
чок напряжений при переходе от стадии 1 к стадии 2 зависит от зональ-
ного коэффициента армирования \iz растянутой зоны бетона — вели-
чины, имеющей большее значение для поведения всех армированных
бетонных элементов, чем применяемый до сих пор коэффициент армиро-
вания ^ , отнесенный ко всему поперечному сечению бетона:
bz
28*
43В
Для прямоугольного сечения при чистом изгибе зональный коэффи*
циент армирования
при этом F
растянутая зона балки, работающей по стадии 1, кото-
рую рассматривают при чистом изгибе, т. е. для случая, когда централь-
ная ось совпадает с нейтральной осью, причем величина F Ьг определяется
поперечным сечением балки.
Мймобеппое
2 разрушение
\Е$Щ
•». Прогибы при одноц и юой те zn<a,mau зоне
Фиг. 13. 2. Кривые зависимости
прогиба от нагрузки для видов
разрушения 1 и 2
Прогиб при
разруше*
Sf
Постоупмая Величина зоны смртия
критическая
оерормация
43
Фиг. 13. 3. Величина прогиба при разруше-
нии в зависимости от зонального коэффи-
циента армирования v-z растянутой зоны
бетона
На фиг 13 2 приведены кривые изменения прогиба в зависимости от
нагрузки для различных видов разрушения. При разрушении вида 1а до
потери несущей способности возникают наименьшие прогибы, при разру-
шении вида 1 с — наибольшие.
Наконец на фиг. 13. 3 представлена зависимость величины прогиба,
ожидаемого' при разрушении от зонального коэффициента армирования
[1 . На фиг. 13. 3 намечено целесообразное положение нижней границы р.*
Понятно, что расчет на прочность зависит от вида разрушения.
33. 12 КОЭФФИЦИЕНТЫ ЗАПАСА ПРОЧНОСТИ И ТРЕБУЕМАЯ
ВЕЛИЧИНА РАЗРУШАЮЩЕГО МОМЕНТА
Для случая, когда причиной разрушения является выход из строя
арматуры, германские правила устанавливают для постоянной нагрузки
(собственный вес) g и полезной нагрузки р одинаковый коэффициент
запаса прочности v, = 1,75, который соответствует коэффициенту запаса,
принимаемому в стальных конструкциях по отношению к достижению
предела текучести.
В некоторых странах для постоянной нагрузки (собственный вес, при-
нимают коэффициент запаса от 1,3 до 1,5, а для полезной нагрузки от
2 до 3 Мы не будем здесь касаться связанных с этим вопросов. Нужно
обеспечивать необходимый расчетный разрушающий момент с задан-
ными для данного случая значениями коэффициента запаса прочности
(см. также [212]).
Для случая, когда причиной разрушения является выход из ^строя
бетона, требуется vb = 2,5, так как прочность бетона в строительной кон-
,436
,2t5
Фактически требуемый
коэффициент запаса
I
Вид разрушения
\ Расчетный коэффи-
циент запаса\ принимае-
мый исходя из понижен -
ной поочности бетона
ft
струкции нельзя гарантировать в той же мере, как несущую способность
стали. Это означает, что испытуемые балки, которые разрушаются по ви-
дам разрушения 1а и lb, должны выдерживать момент, в 1,75 раза боль-
ший, чем от эксплуатационной нагрузки Mg+P, между тем как для вида
разрушения 2 разрушающий момент должен быть в 2—2,5 раза больше
момента Ме+р. При разруше-
нии вида 1с разрушающий мо-
мент может лежать мейду обо-
ими значениями; строго говоря,
для этого вида разрушения
следует также требовать vb =
= 2,5 (фиг. 13. 4).
Чтобы всегда в расчете при-
менять одно и то же значение
v = l,75, принято при определе-
нии несущей способности сжа-
той зоны изгибаемой балки
подставлять в формулы умень-
шенное значение предела проч-
ности бетона на сжатие при изгибе в соответствии с отношением коэф-
фициентов запаса
^_1>75_ 2
v*~ 2,5 ~3'
исходя из кубиковой прочности бетона. Вводимый в расчет предел проч-
ности бетона на сжатие при изгибе при коэффициенте запаса прочности
v = 1,75, следовательно, равняется
kb=-~ Woo.
3
При таком способе расчета нужно, следовательно, установить, что вы-
держиваемый еще конструкцией разрушающий момент (момент, опреде-
ляющий несущую способность)
Фиг. 13. 4.
МВг > 1,75AL +
р'
(13. 2)
Момент от предварительного напряжения MVi следовательно, здесь
не фигурирует (ср. конец гл. 13. 21, п. 2).
В статически неопределимых конструкциях, в которых возникают на-
пряжения от усадки и изменений температуры, следует еще учитывать
в числе моментов от внешней нагрузки также величину, равную 1,75
Mf+S. В какой мере, кроме того, продолжают действовать и моменты от
предварительного напряжения, будет подробнее изложено в 13. 3.
Ни в. коем случаем нельзя вычитать моменты от предварительного
напряжения Mv >из правой части уравнения 13-2, как это часто де-
лается вследствие неправильного толкования указаний DIN 4227*. Вли-
яние усадки и ползучести сказывается лишь на величине предварительного
напряжения арматуры av, которое имеется налицо к началу наступления
стадии 2. Оно сказывается на выдерживаемом конструкцией изгибающем
* DIN 4227, Spannbeton, Richtlinien fur Bemessung und-Ausfuhrung. (Правила про-
ектирования и возведения напряженно армированных конструкций), октябрь 1953 г.
Текст DIN 4227 приведен в «Beton-Kalender», 1955. Здесь речь идет о п. 12 указанных
«Правил», содержащем общие указания по расчету напряженно армированных кон-
струкций по несущей способности. (Прим. редактора,)
437
моменте [левая часть уравнения (13. 2)], но не имеет ничего общего с
требующимся (заданным) разрушающим моментом (правая часть урав-
нения).
13. 13. КРИТИЧЕСКАЯ НАГРУЗКА И РАЗРУШАЮЩАЯ НАГРУЗКА
Выше уже отмечалось, что при разрушении вида 1с могут до разру-
шения развиться очень большие деформации, причем возникают зияющие
трещины; строительная конструкция становится непригодной уже задолго
до достижения разрушения. На фиг. 13. 4 также представлена область
охватывающая деформацию, считаемую критической. Эту область исклю-
чают, устанавливая запас прочности по отношению к так называемой
«критической нагрузке», в последнее время определяемую также «исчер-
пывающим состоянием» (Erschopfung-Zustand). Рюш определяет [ИЗ]
критическую нагрузку путем установления предельного удлинения стали
при переходе к стадии 2 (т. е. удлинения от момента возникновения пер-
вых трещин, не считая удлинения eVf вызванного предварительным на-
пряжением) в размере максимально eq — 5°/оо, что соответствует ширине
трещины в 1 мм при примерно пяти трещинах на 1 м длины. Кроме того,
напряжение в арматуре ограничивается сверху пределом текучести или же
техническим пределом текучести cjq,2, т. е. несущая способность арма-
туры определяется при критической нагрузке по формуле
Z = Go2Fb или Z = aeS Fe + cr0i2 Fv,
где в правом уравнении принята во внимание также обычная арматура.
Оба критерия можно с успехом применять для обычного железобетона
или для натянутой арматуры из стали марки Ст. 90, так как в этих слу-
чаях после достижения удлинения е^ = 5°/оо в стали образуются такие
большие остаточные удлинения, что трещины отчетливо видны и после
разгрузки.
Напротив, у холоднотянутой стали в пределом прочности выше
150 км/мм2 и не имеющей явно выраженного предела текучести, удлине-
ние е^ == 5%о приводит иногда к остаточному удлинению,
даже меньшему чем 2%о, особенно если удлинение от предвари-
тельного напряжения sv снизилось из-за усадки и ползучести. Таким
образом, при разгрузке трещины снова закрываются. Такая балка после
такого нагружения была бы даже снова пригодна; для нее еще не
достигнута «критическая нагрузка», если под этим понимать нагрузку,
при которой в балке возникает столь большая остаточная деформация,
что повторное приложение данной нагрузки недопустимо.
Изображенная на фиг. 16. 51 мачта, например, несмотря на много-
численные трещины от сильной деформации после испытания, была уста-
новлена и использована по своему назначению.
Для такого рода сталей можно установить е^макс с таким расчетом,
чтобы остаточное удлинение достигало размеров удлинения при предва-
рительном напряжении е^. При разгрузке трещины не могли бы тогда
вполне закрыться, так как нарушение сцепления не дало бы арматуре
полностью спружинить обратно. Для прядей из Ст. 140/180 из этого усло-
вия получается е^макс ~8%о и напряжение сгмакс = 15,2 т/см2, которое
несколько выше технического предела текучести or0j2 = 14 т/см2; таким
образом, создается возможность лучшего использования несущей способ-
ности стали, если только раньше не будет достигнуто Е4макс в бетоне сжа-
той зоны. В балках с широкими полками часто достигается такое боль-
шое удлинение стали, прежде чем откажет сжатая зона.
438
При применении стержней из сталей, для которых кривая диа-
граммы с — е поднимается значительно выше технического предела
текучести <т0,2 или для которых от 0,2 <С0,85 сгдЛ, вполне имеет смысл при
определении запаса прочности подставлять напряжение, превышающее
0о,2. Это относится к разрушениям вида lb и 1с.
13.14. МИНИМАЛЬНЕЕ ЗНАЧЕНИЕ l±z (МИНИМАЛЬНЫЙ ЗОНАЛЬНЫЙ
КОЭФФИЦИЕНТ АРМИРОВАНИЯ РАСТЯНУТОЙ ЗОНЫ)
Чтобы исключить разрушения вида 1а и быть уверенным в образова-
нии видимых деформаций или трещин до наступления разрушения, арма-
турная сталь Fv должна обладать запасом несущей способности сверх
предварительного напряжения, превышающим несущую способность
одной только растянутой зоны бетона при работе по стадии 1. Если при-
нять довольно высокий предел прочности бетона при растяжении, равный
— ^28, то несущая способность прямоугольной растянутой зоны Fь* при
10
распределении растягивающих напряжений
7=1/?.^ = ^^. (13.3)
' 2 10 20
Принимая во внимание, что при образовании первой трещины она не
сразу распространяется до нейтральной оси, т. е. что 1ъ действует не пол-
ностью, достаточно принять малый запас прочности, например в 1,2,
чтобы вполне надежно предохранить конструкцию от мгновенных разру-
шений; т. е. должно быть обеспечено
Zsp> l,2Zd>
где Zsp = F„ (о?г -av0) = ]xz Fbz (a% - or, 0).
(13.4)
Это соотношение полностью справедливо лишь тогда, когда центры
тяжести FЬг и равнодействующая усилий Fv находятся на одинаковом
расстоянии от центральной оси.
В качестве gv, строго говоря, нужно принимать в формулах то напря-
жение, которое действует в арматуре в момент разрыва бетона; оно
может отличаться от gv0 в зависимости от k bz и в соответствии с разме-
рами усадки и ползучести или способа натяжения.
Из (13. 3) и (13. 4) следует
117
feM = 0,06 "**
[сзр — avQ)
Если принять еще для натянутой арматуры по указаниям DIN 4227
сто0 = 0,55сгвг, следовательно, aBr — c1,0 = 0,45ff5r, то
для обычной арматуры
И.,ыии=0,06^
Gsp
(13.5)
439
Величины минимальных зональных коэффициентов армирования
т1гмин> выраженных в процентах к площади Fbz, растянутой зоны при
изгибе представлены в следующей таблице.
Для бетона марки
Для натягиваемой арматуры из Ст. 90
„ из Ст. 180
Для обычной арматуры из Ст. 37 . .
В 300
0,44
0,24
0,22
0,48
0,35
В 400
0,66
0,36
0,33
0,72
0,52
В 600
0,88
0,48
0,44
0,96
0,7
Минимальное поперечное сечение элементов натянутой напряженной
арматуры, таким образом, равно
v мнн ¦
: И'г мин * bz •
Для балок с широкими полками, расположенными в растянутой зоне,
следует при вычислении Fbz принимать в расчет и полку.
Такие малые размеры сечений натянутой арматуры при предписывае-
мом в Западной Германии пределе для ov < 0,55 свг обычно не встреча-
ются, но в странах, где до сих пор еще допускаются удивительно высокие
значения av < (0,7 -г- 0,75) <Т?Л, такие ц2 вполне возможны,
В испытаниях, проведенных в Шинцнахе [72], вид разрушения 1а на-
блюдался при изгибе балок из бетона марки В 600 с р.г =0,18%. Арма-
турная проволока из Ст. 180/193 в этих балках была подвергнута на
стенде предварительному напряжению в 160 кг/мм2. Испытание состо-
ялось после пребывания балок под длительной нагрузкой (в течение
130 дней). По приведенным выше правилам для этих балок было бы
необходимо иметь
, = 0,06
W*
28 _.
0,06-600
Br
сгсп — а.
v0
19 300—16 000
« 1 о/о ,
13. 2. РАСЧЕТНЫЙ РАЗРУШАЮЩИЙ МОМЕНТ
(МОМЕНТ, ОПРЕДЕЛЯЮЩИЙ НЕСУЩУЮ СПОСОБНОСТЬ)
13. 21. ИСХОДНЫЕ ПОЛОЖЕНИЯ ДЛЯ РАСЧЕТА
Для расчетного определения разрушающего момента или несущей спо-
собности поперечного сечения при изгибе используем полученные на
оснований многочисленных испытаний данные о поведении строительных
материалов вплоть до разрушения [111, 113] и др., которые были исполь-
зованы при разработке методов расчета сечений обычных железобетонных
элементов без введения в расчеты п [130].
1. Можно принять, что поперечные сечения остаются
плоскими вплоть до разрушения, т. е. что удлинения и укорочения е
волокон пропорциональны их расстоянию от нейтральной оси и тем самым
изменяются по линейному закону согласно фиг. 13. 5.
Так как график а —е деформации бетона при сжатии (ср. фиг. 2. 46)
не является прямой линией и при высоких напряжениях бетона <уь при-
обретает довольно пологое очертание, то для сохранения принятого допу-
щения эпюра напряжений при высоком св должна отличаться от прямо-
линейной и становиться подобной кривой а—-е.
2. Дополнительные удлинения арматуры, возникающие при нагрузке
q} ограничиваются величиной едМакс < 5%о до 8%о, в зависимости от сорта
стали (ср. 13. 13).
440
Вызванное предварительным напряжением первоначальное удлинение
стали sv не имеет определенного значения, так как оно зависит от того,
насколько проявилось в конструкции влияние процессов усадки и ползу-
чести. Большей частью исходят из неблагоприятного допущения, что
усадка и ползучесть еще не начали проявляться.
Дополнительное удлинение стали, определяющее расчет на разруше-
ние, отсчитывают исходя из состояния сгй =0 во всем поперечном сечении,.
Ыапря&ттяг ъ'кор?ц&-1-п<е Мапря<.-т&ние
в начале &чсЗии 2 (случай Л)
ffeu разрушении
Фиг. 13. 5. Эпюра деформаций во всех случаях принята
прямолинейной; эпюра напряжений при достижении пре-
дела прочности бетона подобна кривой а — е
¦т е. принимают так называемое исходное удлинение или удлинение,,
достигнутое на стенде, s'v как первоначальное удлинение. При предва-
рительном напряжении на стенде ?^ = s^0. При натяжении после бето-
нирования нужно к gvQ прибавить еще п cbv (abv— напряжение в бетоне
на уровне расположения оси натянутой арматуры) и рассматривать удли
нение е соответствующее исходному напряжению gv = av0
+
% п Gbv, как первоначальное удлинение. Для ненатянутой арматуры не*
задаются никаким первоначальным удлинением или укорочением.
Фиг. 13
При точных подсчетах, например, для обработки результатов испыта-
ний на разрушение , e'v определяют более точно и учитывают потери из-за
проявления усадки и ползучести или от трения. Бывают случаи, при кото-
рых состояние после проявления усадки и ползучести является более
неблагоприятным, чем до усадки к ползучести (слабая сжатая зона).
Соответствующее удлинению ev + B напряжение vv + q можно взять из
441!
диаграммы cs- — е примененной стали (фиг. 13. 6). Для обычной арматуры
<seq соответствующее ед принимается также по кривой а — е. Зная эти
напряжения, можно найти растягивающее усилие, действующее в арма-
туре в момент разрушения:
ZBr = Fvavjrq
или
Z — Fv av + q + Fe aeg •
Тем, что Z определяется по полному напряжению стали <s>v ~f а
учитывается влияние предварительного напряжения на разрушающий
момент. Достаточно представить себе, что в обычном железобетоне рас-
тягивающее усилие в арматуре равно Z=Fsaq, т. е. обычно составляет
лишь приблизительно 7з той величины Z, которая действует в напря-
женно армированных сечениях. Мнение, которое иногда высказывалось в
последние годы (ср. также «Beton-Kalender», 1954 г.), что предваритель-
ное напряжение не дает никаких преимуществ для стадии разрушения,
решительно не соответствует действительности. Прежде всего можно
также использовать полностью высокую прочность бетона, что не имеет
места в конструкциях из обычного железобетона, так как там господ-
ствуют виды разрушения la, lb, 1с, а разрушение вида 2 -достигается
редко.
Элементы арматуры обычно считают объединенными в их центре
тяжести. Если же они отстоят далеко друг от друга, т. е. если самый
верхний и самый нижний элементы в растянутой зоне отстоят друг от
друга более чем на ~Л/7, то следует, исходя из прямолинейной диа-
граммы е, найти удлинение еЛ> соответствующее каждому элементу арма-
туры, а по нему — напряжение из кривой сг — ей, зная их, определить
растягивающую силу Z как сумму отдельных сил, а положение ее — как
положение равнодействующей этих сил.
3. Предельным укорочением бетона при разрушении вьыакс можно
считать независимо от марки бетона
^ макс -0,002 = 2о/оо.
Это значение соответствует наблюдениям над разрушением цен-
трально сжатых призм. В краевом волокне сжатой зоны при изгибе перед
3300 B45Q Р60Ф
Фиг. 13. 7. Очертание эпюр напряжений сжатой зоны при изгибе
в стадии разрушения для различных марок бетона
¦его разрушением может наступить еще большее укорочение, чем, впро-
чем, можно пренебречь.
4. Форма эпюры напряжений сжатой зоны при изгибе в момент раз-
рушения является верной копией кривой а — е бетона (фиг. 13. 5 и 13. 7),
«ели принять, что эпюра деформаций е прямолинейна.
442
Как уже было показано на фиг. 2. 45, кривая о- — е при бетоне марки
В 300 имеет более выпуклое очертание, чем при бетоне В 600, для кото-
рого она сравнительно близка к прямой. Соответственно криволинейность
эпюры сжимающих напряжений (фиг. 13. 7) больше для бетона марки
В 300, чем для В 600.
Площадь эпюры напряжений в сжатой зоне при изгибе и тем самым
сжимающую силу D сртределяем при помощи коэффициента полноты диа-
граммы а, который выбирается так; чтобы сжимающая сила для ширины
Ь была равна
D = akbxb
(13.6)
(для v =1,75 следует подставить k &=—1^28')•
о
Коэффициент полноты а колеблется между 0,5 (треугольник) и при-
близительно 0,8. Соответственно также колеблется и положение равно-
действующей сжимающей силы, которая определяется расстоянием (3 х
от верхнего края. Коэффициент для определения этого расстояния р
лежит между 0,33 (треугольник) и 0,46.
X. Рюш [221] в тщательно проведенных испытаниях с внецентренно
сжатыми призмами, которые представляли собой возможно более точную
копию сжатой зоны при изгибе, определил коэффициенты полноты а
и коэффициенты (3 для вычисления расстояния силы Ввг от верхнего края,
приведенные в следующей таблице 1.
Марка бетона
Коэффициент полноты а
Коэффициент Р
В 225
0,72
0,45
В 300
0,69
0,43
В 450 | В 600
0,65
0,4
0,61
0,36
По нормам DIN 4227 (октябрь 1953 г.) для всех марок бетона прибли
женно устанавливается: а = 0,75;
7
= ОД. При этом с учетом — =
— — (ср. 13. 12).
3
DBr = 0,75 - W2S b х — 0,5 W28 b x.
о
(13.7a)
Все же нельзя забывать, что при таких величинах а и (3 сжатая зона
бетона, особенно для марок В 450 и В 600, оценивается слишком благо-
приятно, что небезопасно, когда, можно ожидать разрушения вида 2 и
тем самым мгновенного выхода сжатой зоны из строя. Для более точных
расчетов целесообразно поэтому использовать приведенные результаты
испытаний.
Для разрушения вида lb нужно принять D меньшим, чем Вы, так как
vb <kb и, следовательно, коэффициенты а и (3 будут меньше. Рекомен-
дуется эти коэффициенты принимать по фиг. 13. 8. Так как при разруше-
1 Приводимые Мёршем в [111] значения а и (1—(3) несколько ниже, так как Мёрш
исходил из центрально сжатых призм и применял виды бетона с особенно пологой
растянутой кривой о — е.
443
нии этого вида происходит разрыв арматуры и, следовательно, vf= 1,75^
то для вычисления D подставляется фактическое arb:
D = aabbx. (13.7)
Фиг. 13- 8. Кривые для определения коэффициента полноты эпюры сжатой зоны
при изгибе и положения силы D для напряжений аь < Н
13. 22. ГРАФИЧЕСКИЙ РАСЧЕТ НА ПРОЧНОСТЬ ПРИ* ИЗГИБЕ
Предложенный Э. Мёршем [111] графический метод определения раз-
рушающего момента для данного сечения напряженно армированного-
железобетонного элемента имеет то преимущество, что он применим для-
поперечных сечений любой симметричной формы и для любых кривых
а —е, а также достаточно нагляден. Поэтому мы отдаем ему предпо-
чтение.
Разрушающий момент при обозначениях фиг. 13. 5 будет
MBr = Dz = Zz,
так как из условия внутреннего равновесия D = Z (здесь Z=(hv — $хВг) —
плечо внутренней пары).
Смотря по тому, будет ли при наступлении разрушения иметь место
условие Dnr> ZВг или, наоборот, ZBr>DBr, возникает разрушение или
вида 1 или вида 2, которым соответствует различное положение нейтраль-
ной оси, которое сначала неизвестно. Величина хВг определяется гра-
фическим построением.
13. 221. Разрушение вследствие выхода из строя сжатой зоны
(DBr<ZBr)
Если разрушение начинается с сжатой зоны, то положение линии е
для краевого волокна сжатой зоны задано значением е6макс = 2%о. За-
даемся различным расстоянием нейтральной оси от верхнего края сечения
*ь *2, яз,... и определяем
D1 = a kb хх b;
D2 = akbX2b;
(a принимается по фиг. 13. 8).
444
Эти значения D откладываем на соответствующих расстояниях
щ, Х2, • - • от верхнего края поперечного сечения по горизонталям и про-
водим соединяющую конечные точки линию D, которая является прямой,
шока мы можем считать постоянными a, kb и b (это справедливо, если
разрушение происходит по сжатой зоне) (фиг. 13. 9).
Различным х соответствуют различные прямые е , которые отсекают
•на линии, проходящей через
дентр тяжести сеченая армату-
ры, соответствующие им удли-
нения стали eglJ ед2, е^д и т. д.
По кривой а — е используе-
мой стали находим (фиг. 13.6)
«соответствующие этим удлине-
ниям напряжения в арматуре
¦<sv+q, которые для краткости
обозначены а15о\>, ... Исходное
удлинение s'v натянутой сталь-
ной арматуры принимается во
внимание при откладывании ед
(см. 13. 21, п. 2). Зная напря-
жения, вычисляем растягиваю-
щие усилия в арматуре, соот-
ветствующие различным нейт-
ральным осям:
Zx = Fva1; Z2 = Fv ст3;
Z3 = tv <73 , . . .
Если имеется также обычная
•арматура, то в этом случае
нужно добавлять еще Feae.
Эти Z тоже откладываются
на соответствующих нейтраль-
ных осях вправо от края поперечного сечения по горизонталям. Конечные
точки определяют линию Z. Там, где линия Z пересекает линию D, Zsr =
—Dsr а через точку пересечения проходит искомая нейтральная ось на рас-
стоянии Хвг от верхнего края. Зная хВГз определяем значение плеча вну-
тренней пары
z = hv — $xBri
причем коэффициент J3 определяет расстояние центра тяжести D от края
сечения (см. 13. 21, п. 4). Итак:
MBr = ZBr(hv — $xBr).
Особенно простым получается графическое построение для разруше-
ния вида lb и 1с, при которых напряжения превышают предел текучести
или предел cti,2*. Так как мы исключаем напряжения стали, превышаю-
щие этот предел, то Z, начиная с некоторого удлинения ?^+е9, соответ-
ствующего пределу текучести, становится постоянным. Линия Z, следо-
вательно, становится вертикальной прямой, проходящей на расстоянии
^макс = F',v^2 от края поперечного сечения (фиг. 13. ТО). Так как в конце
концов разрушается и сжатая зона бетона, то линия D остается прямой,
так что нужно определить лишь одно значение D.
Пересечение обеих линий дает хвг- Необходимо также проверить, дает
* Для высокопрочной стали напряженке может быть и выше о0^, см. 13. 13.
Фиг. 13. 9. Графическое определение положения
нейтральной оси и силы D по Мёршу для
случая разрушения по сжатой зоне
445
ли соответствующее удлинение стали eq отложенное от z'v на кривой
as для этой стали напряжение <тмакс^> <*о'.2 > что было принято в каче-
стве предпосылки расчета для данного вида разрушения.
13. 222. Разрушение вследствие выхода арматуры из строя (ZBr <ZDBA
Если
ZBr < DBr, то известно, что ZBr = Fv cro,§ + Fe ae* .
Нужно опять установить положение нейтральной оси, т. е. хВг. Так как
мы определили критическое состояние по деформации установлением
максимального удлинения стали е^макс для стадии 2, то нужно отложить
влево на линии, проходящей через центр тяжести арматуры, только
еq — 5 -т- 8%о в соответствии с видом стали, как указано в 13 13
(фиг. 13. 11).
]макс$ь
—"—Э^Г
техцчести
Фиг. 13. 10. Упрощенное определение положения ней-
тральной оси и силы D по Мёршу при достижении оо,2
в натянутой арматуре
От этой точки проводим 2—3 прямые е , которые отсекают на верхнем
крае сечения значения ebv efa2 и т. д., причем вь целесообразно брать
меньше, чем 2°/оо, следовательно, например 1 и 1,8°/оо. Для этих еь опре-
деляют по кривой or — е для бетона соответствующие abl, аь2, ... и уста-
навливают степень полноты эпюры, расположенной под aw, аш,. . ., или,
пользуясь фиг. 13. 8, находят по нанесенным на ней кривым а— е значе-
ния коэффициентов осъ а2, ... на уровне аь1 и <ти. Тогда
Dl = a1ablx1b;
D2 = а2ab2Х2Ь и Т. Д.
Эти сжимающие силы откладывают под прямым углом к сечению
на расстояниях хи х2, ... от края и таким образом получают линию А
которая пересекается с проведенной в том же силовом масштабе верти-
калью ZBr. Искомая нейтральная ось проходит через эту точку пересече-
ния на расстоянии хВг от края сечения. Остается еще лишь найти для
этого хВг соответствующее sb по окончательной прямой е, а из построен-
ной для условий разрушения эпюры напряжений аь найти (например, из
фиг. 13. 8) коэффициент (3 для определения расстояния D от края. Тем
самым определяется плечо внутренней пары
z — hv — $хВг
Для высокопрочной стали напряжение может быть и выше о0,2 (^. ^)*
446
к, следовательно, также разрушающий момент.
МВг — ZBrZ — ZBr (hv — р xBr).
Если D в пределах удлинения ?6 ^ 2%о не достигает величины Zarf
то раньше разрушается сжатая зона, и надо вести построение по 13. 221.
Л"^Ш^Щ^
4.
Фиг. 13. 11. Графическое определение положения нейтраль-
ной оси и силы D по Мёршу в случае разрушения по
растянутой зоне; максимальное удлинение арматуры е?,
принятое равным 5%о, может достигать и больших
значений
13. 223. Поперечные сечения, по форме отличающиеся от прямоугольника
Так как и при переменной ширине b сжатой зоны можно принимать,
что сечения остаются плоскими, т. е. линии е прямые, то эпюры <г
остаются такими, как на фиг. 13. 5. На- ь
против, D не может теперь быть найдено
при помощи коэффициента полноты а
по 13-21; лучше в данном случае
разделить площадь сжатой зоны на
участки с учетом переменного Ь. С по-
мощью веревочного многоугольника, по-
строенного для A D этих участков, опре-
деляется центр тяжести сжатой зоны,
который определяет плечо внутренней
пары. Таким образом, для каждого попе-
речного сечения любой формы можно с
большой точностью определить графиче-
ски разрушающий момент.
Для тавровых балок с широкими полками, у которых полка по срав-
нению с высотой балки тонка |d<— и у которых Ь0< ¦—,можно пре-
\ 6/ 4
дельную величину усилия в сжатой зоне определять приближенно по
формуле (фиг. 13. 12)
-т-1— . —i—
¦1
читы-
бается
Фиг. 13. 12. Упрощения при рас-
чете тавровых балок с широкими
полками
D
Вт-
bd — Wot
3 "'
т. е. принимать прямоугольное распределение напряжений в полке и зато
пренебречь участием ребра. Одновременно следует принять
р d
447
В отдельных случаях с помощью предполагаемой эпюры аь можно
определить для D снижающий коэффициент, примерно от 0,9 до 1, кото-
рый повышает точность расчета. Если определенный таким образом
запас прочности незначителен, то необходим более точный расчет.
13. 224. Изгиб при наличии продольной силы
В этом случае также можно графически по Мёршу определить расчет-
ный разрушающий момент. Отсылаем читателя к [111].
13. 23. АНАЛИТИЧЕСКИЙ РАСЧЕТ НА ПРОЧНОСТЬ ПРИ ИЗГИБЕ
И ПОСТРОЕНИЕ ГРАФИКОВ
Принимая определенную диаграмму а—е арматурной стали и задан-
ную форму эпюры напряжений в сжатой зоне, можно построить расчет-
ные графики для определения разрушающего момента и соответствую-
щих ему напряжений в бетоне аь и арматуре aip. Такие графики при-
ведены ниже для наиболее употребительных видов сталей: Ст. 90 или
65/100, Ст. 145/165 и прядей из Ст. 140/180 (гарантированный предел
прочности прядей 175 кг/мм2) (см. таблицу в конце 2. 12). Относящиеся
к этим видам стали кривые g — s представлены на графиках от 13. I
до 13. III; при этом пунктиром даны действительные кривые, а сплошными
линиями — положенные в основу расчета.
Характеристики эпюры напряжений в сжатой зоне приняты для всех
марок бетона по нормам DIN 4227 равными а = 0,75, 0 = 0,40; предел
прочности бетона при изгибе
отсюда
D = 0y5W28bx.
Так как первоначальное напряжение (контрольное напряжение) а;
может отличаться от ао0 в зависимости от ab(g±V) и проявления усадки
и ползучести приблизительно на 0,7-И ,8 т/см2, то для каждого вида стали
принято по три значения av, чтобы можно было пользоваться интерпо-
ляцией:
Iov =z 3 mfCM?
av~4 »
< = 5 .
Ст. 145/165 .
Ст. 140/180
о0 = 7,5 т/см2
< = 8,5 .
а; = 9,5 .
I av = 8,5 гп/см2
%= 9,5 .
1 <>; = 10,5 .
Напряжению g'v} определяемому по соотношению av = vv + п abv,
соответствует находимое по кривой а — е начальное удлинение e'v.
448
Vi 16 tB 20
01 0,8
График 13. I для определения разрушающего момента
29 - 3206
В 10 1Z
График 13. II для определения разрушающего момента
450
?
6iDd%
График 13. Ш для определения разрушающего момента
29*
451
Графики построены для случая разрушения по сжатой зоне. Из фищ
13. 13 удлинение стали при достижении максимума еЬМЯкс = 2%о будет
или при х = у К
К — х
х
f D*Ot5D \M~bx
^sd — ?# ' ^&макс
sp
(?)•
Связь между напряжением в арматуре и
удлинением определяется обычным соотно-
шением
®sp:==1 ? (в) ?sp »
где Е (е) = E0f(e)
(согласно экспериментальной кривой а—в).
При этом до предела пропорциональности
Е(г)~Ео = const. За пределом пропорцио-
нальности ?(е) находится по диаграмме де-
формаций а — е соответствующей стали. По
удлинению стали, таким образом, определяется напряжение
Фиг. 13. 13.
а'*р=е*РЕ{в)
<, + *Ьъ
~М
-оо
Растягивающая сила в натягиваемой арматуре, таким образом, равна
Z = Ev<*sp = EvE(e)\*'v + eb*axcl ) •
Из равенства Z = D следует
или
7l"+ еьиж(~г)
2^
3
а — W2abh
¦ = С.
(13. 8)
Если правую часть уравнения, которая содержит лишь параметры
поперечного сечения, принять равной С, то получаем уравнение относи-
тельно у в виде
-^-[< + е*Макс(^=1)]=С. (13. 9)
Это уравнение просто разрешается относительно у лишь при
E^ = Ео = const. Запись его упрощается при ?0 • ^ = ег^ следующим
образом:
[ст + h0 вь макс (
\ Т
* Обычную арматуру следует учитывать, как изложено в 13. 24.
'452
(13, 10)
или
аЛ + ?0 ?* макс (1 - Т) = Cf,
откуда
— С f + Y «, ~ ^о ЕЬ макс) + Е0 ?Ь макс = 0.
Если положить
•^0?*макс "^^ ar j
то можно написать
+ CT2-T(<,-a,.)-ff/ = 0
T==^V[(a;-
-^•) + 1/«-^)2 + 4а,.С].
(13. И)
Для значений по нормам DIN 4227
С
_ 0,5W28bhm
~ К,
(13. 12)
В качестве примера возьмем для Ст. 145/165:
Е0 = 2 050 т/см2; av = 8,5 т/см2 и е* макс = 2%0,
тогда
и
а/=2 050-2°/оо = 4,1 т/см2
av — a, = 8,5 — 4,1 = 4,4 т/см2.
Подставляя эти значения в формулу (13. 11), получим
1
у = —(4,4 + »/19,4+4.4,1С)-
или в неявной форме
Су2---4,4у —4,1 =0.
Для построения расчетного графика, задавшись значениями у, опре-
деляют соответствующие значения С (аналогично графическому построе-
нию Мёрша). Тем самым можно также учесть очертание кривой дефор-
маций <т— е, принимая сначала для принятого у значение esp, а по нему
asp и Еф из кривой а —е. Отсюда из уравнения (13. 9) получаем
соответствующее значение С.
На графиках от 13. I до 13. III представлены эти кривые для прямо-
угольных сечений различных v'vi отдельно для каждого названного выше
вида стали.
По параметрам поперечного сечения вычисляют С и затем находят
у по кривой у — С; затем определяют х =уА0. Для полученного таким
453
образом z=ha — 0,4* величина разрушающего момента с учетом, на-
пример, принятых для Ст. 145/165 значений будет
МВг
МВг
Zz = /%|4,4 + ^)m1-0,4y);
^ = (4,4 + M\(l_o,4Y)
vK \ Y /
т
F.
или в общей форме
^^Н^-Ч1^)]"-0^- (,31з)
По величине у из кривой у — т! определяется
т —
FvK
и разрушающий момент
MBr~m'Fvhv.
(13. 14)
Наконец, по найденному значению у можно также определить
^-4,4 + AL
т
из кривой у— or, а зная это напряжение и пользуясь нанесенной здесь
же кривой <т — е для данной стали, — общее удлинение
€sp — av 4** Bq •
Если есть необходимость в установлении величины достигнутого при
этом остаточного удлинения еьь чтобы судить о величине sq, в левом
углу графика дана соответствующая виду стали кривая еы*
Пунктирные линии показывают, при каких значениях С или у напря-
жение asp становится равным <то,2. Соответственно трем различным ис-
ходным напряжениям gv получаются также три различных значения для
С или у.
Если допустить, что за пределом текучести ssp = 2%о с ростом удли-
нения напряжение в арматуре остается постоянным (^=ого,2)> т0
можно пользоваться пунктирной кривой у — С или линией у — т\
Разрушающий момент в этом случае возрастает лишь в силу увеличения
плеча внутренней пары г, в то время как величины сил Z = D остаются
постоянными.
S3. 24. УЧЕТ ОБЫЧНОЙ АРМАТУРЫ ПРИ ОПРЕДЕЛЕНИИ РАЗРУШАЮЩЕГО
МОМЕНТА
Практические указания по этому вопросу см. в 13. 242.
13. 241 „ Вывод зависимостей в общем виде
Если центр тяжести обычной арматуры расположен приблизительно
на уровне оси натянутой арматуры (расстояние от верхнего края сечения
Ке> то удлинение обычной арматуры будет
454
/1-Т
Как в 13. 23, связь между напряжением и удлинением арматурных
элементов выражается в виде
ое = Е*, ,ге
е (е) е
(звездочка означает, что величина относится к обычной арматуре или
учитывает ее наличие).
Сила растяжения, действующая во всех арматурных элементах, в
таком случае, если учесть у*, будет
Z = F„E[
**{*)
<, + в,макс (i-^)] + р.г(ш) [о + еЬмакс (Ayl)J
Из равенства Z = D следует
1 - у* \ _
Y*
FvЕ(е) К + е*ыакс( ~ j Г+ FeE\e.)Е»«**= I"
2
F
Если положить Fe = lFv, т. е. Х = —-, то
Е(е) [<, + *Ь„акс (—^Г-)J + EU ХЕ6 «•" ( ^Г~) =
3 />
или
?? Д
Случай 1. Напряжения, действующие в обычной и
натягиваемой арматуре, остаются в пределах упру-
гости
Если Еф я Я(е) лежат в упругой области, т. е. Е^ = Е0 и Е^ —
— El = const, и для большинства видов стали могут быть приняты рав-
ными, следовательно, ?* = ?0, то
Ео^_ Е0 / 1 — Т* \ . 5,* /1-Т*\_г
.j, "1 Г~ t6«aicc I I I ~Г .j, ь&макс I I — к-
Г
али
<,
— + (1 -f- Х)Е0?ылакс I ~р ) = С"
455
Обычная сталь учитывается лишь множителем (1 + Я). После деления
на (1 + Я) получаем
¦+ E0ebli
Y*(l +Х) т ^°с&макс
Если обозначить
( г*2 )
(1+Х)
1 + х
-v = «т.: и
(1+*)
С*,
имеем
или
¦4- + ?0е»,
(^)
<?т* + ^макс (1 -1) = с*т*г;
+ с*т*!-т* (<-*,)-°, = о,
(13. 16)
что соответствует уравнению (13. 11).
Если, таким образом, определено положение нейтральной оси для
суммы Fv + Fe, которое характеризуется равенством х* = у* hve, та
Z* = FVE0
?и ' ?б MaKC I I II 1~ ? 0?& макс
\ Y* /J
1 — у*
г и г
или при Fe = XFv
По найденному Z* при |3 = 0,4 определим разрушающий момент:
M*Br = Z*(hw - 0,4**) = Z*AM (1 - 0,4у*);
Ml
?F = [< + ^Макс(^--^) 0 +X)](1 -0,4T*>
ИЛИ При <<, = o?(l+X) И f'offjM.KC =<st
w+x)=[<-°.('-f)]c-^-
Если положить
^ir
/=X,(i+*)
— m*,
456
то
(13. 17)
Это уравнение аналогично уравнению (13. 13) с той разницей, что влия-
ние Fe учтено в значениях <т* и у*.
Таким образом:
М*в= m'*Fvhve(l-\-l).
Напряжение в натягиваемой арматуре составляет:
*« + ?ое*>
где
е* = е; + е&1
1 -у*
(13. 18)
Следовательно, здесь нужно исходить из av, а не из <т^*.
Случай 2. Предел текучести обычной арматуры пре-
взойден, а предел <т0,2 в натягиваемой арматуре еще
не достигнут
В этом случае имеем:
:«уИЪв*тЧ* = Ст*
или
-^¦[t+:~(±=?-)] + ty=C. 03.19)
Если Е& близко к постоянной величине, то можно записать
jLq &V
•f
" ^0 efc макс
№)-
la
eS
= c
или
a'v + b<*eS + ai\ ' — Cy*
457
Если положить здесь ov + X aeS = о'*, то получим уравнение
с?*а—г* (<?-*/)-»/=<>.
(13. 20)
Величина у* определяется из уравнения (13. 20); таким образом
•становится известным положение нейтральной оси. Тогда разрушающий
момент при р = 0,4
Zz= IfvEq Г е; + вёиавв I 1~Т*)1 + ^<Ц *«(1 -0,4У*) = A&j
:^0e; + CT/(±=i-)+XarfJ(l-0,4T*). (13. 21)
Л4Вг _
hFv
Это опять то же уравнение, что и прежде, если вместо a'v подставить
-введенное выше а**
Тогда получаем
MBr = m'*hveFva
Напряжения в арматуре равны
(13. 22)
Случай 3. Предел о?о,2 в натягиваемой арматуре
достигается раньше, чем предел текучести в
обычной арматуре
При Z — D имеем
^-о G0,2 ~\~^'vEo ВЬ макс I ~ I —
I f М'
о
0,2 |
ОТ /"•
Если введем обозначения —- = а* и — = С*, то снова получим
Л А
С* Y*2 _ у* (<? _ в/) _ в. = о.
(13. 23)
•Отсюда можно найти о*. Для разрушающего момента получим
т'* = _^_ = Га:-а/|1 _J.jj(l_0,4T*). (13. 24)
458
Случай 4. Напряжения в арматуре обоих видов
достигли предела <то,2 или предела текучести
Для этого случая
Z=FV сг0,2 + Fe aeS — Fv (<т0>2 + X aeS) ,
ЙЗ
равенства 2 = D следует тогда
сго,2 + X <?
*5
«3 ^28*^
Г* ^
Если здесь положить <т^ = <то,2 -j-Xaes, то
¦ = С.
(13. 25)
Отсюда разрушающий момент при {J == 0,4
Л& = Zh„ (1 -0,4Т*) =FV ams hve (1 - 0,4 Y*);
'«
Mlr __. 0,4 e# .
Z7 h ~~"* С ' \
M*Br=m'sFvhve.
(13. 26)
13. 242, Использование графиков 13. I, 13. II и 13. Ill при учете обычной
арматуры
С помощью выведенных выше выражений можно определить по этим
графикам величину разрушающего момента, в которой учтено влияние
обычной арматуры.
При этом следует различать следующие четыре случая (фиг. 13. 14),
исходящие из исчерпания несущей способности сжатой зоны бетона.
Случай 1. Напряжения в натягиваемой арматуре Fv и обычной
арматуре Fe не достигли предела <т0,2 или предела текучести (малое от-
ношение —f. или _?, обычная арматура из Ст. IV).
Случай 2. Напряжения в натягиваемой арматуре ниже предела
сто,2, а в обычной арматуре достигнут предел текучести (малое отношение
!_ или _iL, обычная арматура из стали Ст. I).
^0,2 <У9
Случай 3. Напряжения в натягиваемой арматуре превысили пре-
дел GT0t2, а в обычной арматуре ниже предела текучести (большое отно-
шение — или Л??, обычная арматура из Ст. IV).
^0,2 ®s
459
Случай 4. Напряжения в натягиваемой и обычной арматурах пре-
высили предел ст0,2 или предел текучести.
В случае применения натягиваемой арматуры из стали с высоким
пределом <то,2 (Ст. 145/165 или Ст. 180) обычно будет встречаться слу-
чай 2. Впрочем, при обычной арматуре из Ст. IV возможен также случай 1_
®Ст. fbO/760 (1ЧОО *г/см *}
Фиг. 13. 14. Диаграммы напряжений — деформаций натя-
гиваемой и обычной арматуры для четырех случаев расчет-
ных напряжений в стадии разрушения
Случай 3 может наступить при применении Ст. 60/90 и Ст. IV для
обычной арматуры, но практически имеет мало значения. Часто также
встречается случай 4.
При использовании графиков нужно соблюдать
следующие правила
Случай 1. Вычисляют ^ = - и
F
с* =
С = 0,5 Wwbhve
1+Х Fv + Fe
а также
сг,, = -
Gv
0 + *)
В точке пересечения горизонтальной прямой С* с кривой у—С для а'*'
находим значение у* и затем т'* и atp. Причем т'% берется на кривой
у — т' для а'*> а напряжение asp — на кривой у— <т для v'v. Итак, по-
лучаем
M*Br = rn'*Fvhve(l+y) = m*hve{Fv+Fe\
460
Напряжение в ненатягиваемой арматуре равно
F
Случай 2. Вычисляют X = —? и напряжение
Fv
(т'А=: а' + Ха -•
¦у г; I ??5;
здесь GeS — предел текучести и обычной арматуры.
Для коэффициента С не принимается в расчет FeJ следовательно:
г_ 0?Wmbhve
Fv
В точке пересечения горизонтальной прямой С с кривой у — С для
<r"i: находим значение у* а затем величины /п'* и osp. Итак, получаем
Причем т'* снова определяется по кривой у — т' для а*, .а напря-
жение csp — на. линии для напряжения a'v.
Случай Зне имеет практического значения, но может быть получен
по 13. 241.
Случай 4. Здесь <то,2 — расчетный условный предел текучести натя-
нутой арматуры, a GeS — предел текучести обычной арматуры.
В данном случае нет надобности в применении графиков:
>
с
<Т5 =
Mir
= *о,2 + т<*е5;
* 0,4 as2
as —
= msFvhve.
•'
Для того чтобы узнать, какой случай имеется налицо,
сначала производят расчет по случаю 2. Если при этом получится
то налицо случай 1, и следует произвести перерасчет.
Если же, напротив, asp > сг0,2> то следует вести расчет по случаю 4,
В основу выводов этого раздела положены схематизированные кри-
вые деформаций — напряжений ст — е в соответствии с фиг. 13. 14,
Напротив в графиках использованы кривые, более соответствующие дей-
ствительным. В силу этого в области, непосредственно лежащей ниже
предела. су0,2, наблюдаются известные отклонения, так что получаемые
результаты являются лишь приближенными значениями.
Но отклонения от точных значений в общем незначительны.
461
13,25. ОПРЕДЕЛЕНИЕ РАЗРУШАЮЩЕГО МОМЕНТА ПО РЮШУ
X. Рюш [113] получает квадратное уравнение относительно Y, прирав-
нивая оба выражения для напряжений в натягиваемой арматуре, что
приводит к достижению той же цели, что и способ, описанный в 13. 23,
В расчет вводится коэффициент армирования натягиваемой арматуры
Fv
ц = —, который на основании равенства
и при
преобразуется в
Z — Fv<ssp—D = a.kbb^hv
_ akbb^hv
(i = Y — • (13. 27)
Следует учесть, что — asp = e'v -f- sg = первоначальное удлинение,
1_
E
полученное на стенде + удлинение от нагрузки.
Разрушающий момент равен
MBr=akbbx(hv — F_x) = abh\kbt(l-p-<). (13. 28)
Принимая
Мвг
тВг~ , ,2 . , •
bh%kb
получим исходное уравнение в форме
тВг —<х,^(\ — §y).
(13. 29)
Чтобы найти х> уравнение (13. 27) решается относительно asp:
« =^Т- (13. 30>
I*
Затем из геометрических соотношений получаем
Ч
х= f—hv = fhv.
Ч + Ч
Отсюда
= - *е». (13. 31)
Если диаграмму а — е для стали натягиваемой арматуры принять по-
графику 13. II для Ст. 145/165 как состоящую из двух прямых, то для
462
области ниже предела сг0,2, - = Ev, используя уравнение '(13. 31), палу-
бе
чаем
«sP=(b + *q)Ev=P—leb + Bv \ev. (13. 32>
Если теперь приравнять правые части уравнений (13. 30) и (13, 32), та
найдем
v- \ г /
Решение этого квадратного уравнения относительно *f дает
[см. соответствующее решение (13. 11)].
Если наверное будет достигнут условный предел текучести суо.э, то
можно у найти более простым путем из уравнения (13. 30), приняв
<*Яр — а°я» откуда
Т = ^4й. (13.34)
Предельное значение коэффициента армирования, при котором <ssp
как раз достигает значения суо,2, будет равно
\ ?bEv I
Для [C^g справедливо уравнение (13. 33), в остальных случаях
применимо уравнение (13. 34).
Как уже указывалось, при этом по германским нормам
Выведенные зависимости можно с успехом применять, построив соот-
ветствующие графики, которые, впрочем, должны привести к тому же
результату, что и графики 13. I — 13. III.
13.3. НЕСУЩАЯ СПОСОБНОСТЬ СТАТИЧЕСКИ НЕОПРЕДЕЛИМЫХ
КОНСТРУКЦИЙ
(ПРЕДВАРИТЕЛЬНЫЕ ЗАМЕЧАНИЯ)
В то время как при проверке статически определимых элементов
нужно лишь убедиться в том, что несущая способность сечения, где дей-
ствует максимальный момент, удовлетворяет условию
Мдг>1,75 Л*,+/м
в статически неопределимых конструкциях дело обстоит не так просто.
463
Расчет на прочность здесь строится различно, в зависимости от того
вдет ли речь о разрушении вида 1 или 2. При разрушении вида 1 возни-
кают большие деформации, в результате которых изменяется распреде-
ление моментов вплоть до того, что в некоторых случаях из-за возникно-
вения шарнирного эффекта в местах значительного раскрытия трещин
совсем исчезает статическая неопределимость. Напротив, при разрушении
вида 2 деформации умеренны и распределение моментов изменяется в
незначительной степени.
Бывают также случаи, при которых на одном участке, например в
пролете, возникает разрушение вида 1, в то время как, например, у опорт
особенно в тавровых балках с широкой полкой, наступает разрушение
вида 2. Для разрушения статически неопределимой конструкции необхо-
димо, чтобы несущая способность по крайней мере была превзойдена
в двух сечениях.
9, Г; , \р?
тттгшт
-тк-
~2\
С
д+р ^—-"--.„
±33,
Фиг. 13. 15. Схемы разрушения двухпро-
летной балки при разрушениях видов
16 и 1с
В соответствии с действующи-
ми нормами (D1N 4227, октябрь
1953 г.) при расчете неразрезных
балок мы имеем большей частью
дело с разрушением вида 2; по-
этому расчет на прочность целе-
сообразно вести по 13. 32.
13. 31. РАСЧЕТ НА ПРОЧНОСТЬ
НЕРАЗРЕЗНЫХ БАЛОК ПРИ
РАЗРУШЕНИЯХ ВИДОВ lb и 1с
Если речь идет о разрушениях
видов \Ь и \с, то при перегрузке
сначала в наиболее слабом сече-
нии возникает трещина, в резуль-
тате чего образуется незначитель-
ный угол перелома, который при-
водит к изменению распределения
моментов1.
Рассмотрим эти процессы на
двухпролетной балке, пользуясь
фиг. 13. 15. Если мы равномерно,
увеличиваем нагрузки g и р, то
моменты возрастают, а величины
их меняются пропорционально
Mg+P, пока балка остается сво-
бодной от трещин. Пусть в сече-
нии а внизу возникают первые
трещины от изгиба. Кривизна
упругой линии на этом участке
возрастает, что изображается не-
которым изломом, ускоряется рост
'опорного момента Мв по сравнению с увеличением момента Ма и прогиба
в а, пока, наконец, не возникнут трещины также наверху в В. Новый из-
лом в В ускоряет прогиб в а далее, вплоть до разрушения. Под конец мы
увидим, что Mv здесь не играет никакой роли, если даже в В возникает
1 В данном случае имеет место такой же процесс, как тот, который рассматривается
в связи с расчетом статически неопределимых стальных балок и исследован Майер-
-Лебницем [14].
<464
разрушение вида 1. Действие предварительного напряжения сказывается
тогда лишь на Мвг- Но если в В возникает разрушение вида 2, то нужно
вести расчет по 13. 32.
Как только в каком-либо сечении возникают трещины, арматура удли-
няется быстрее, чем прежде, и обычно напряжения здесь достигают пре-
дела с0)2 или предела текучести. В результате в этом месте, например
в а, достигается предельйый изгибающий момент М^г} даже если удлине-
ние стали прогрессирует и угол излома увеличивается, пока, наконец, не
возникнет сила DmKz = Z. Но это означает не что иное, как то, что под
конец в точке а образуется шарнир с осью вращения в верхней сжатой
зоне и с приблизительно постоянным моментом Mf7", пока не будет до-
стигнут предел текучести также в точке В и пока там не образуется по-
добный же шарнир с осью вращения в нижней сжатой зоне. Повороту
частей балки вокруг шарнира В противодействует постоянный момент
Ж|г. Угол поворота вокруг шарниров ограничивается предельной величи-
ной удлинения стали при разрушении и пределом прочности бетона
сжатой зоны и сцепления.
В конце концов мы приходим к балке с двумя шарнирами, которая
сохраняет равновесие лишь благодаря двум названным моментам. Это
означает, что изменение распределения моментов может идти лишь до
тех пор, пока в сечениях а и В не будут достигнуты предельные моменты
Ж^гиЖ|г. Тогда несущая способность этой балки окажется исчерпанной.
При числе пролетов больше двух на обеих опорах вблизи нагружен-
ного среднего пролета также образуются шарниры, следовательно, всего
три шарнира.
Если сначала образуется трещина в сечении над опорой В, порядок
возрастания моментов будет обратным, однако конечное состояние будет
таким же.
В неразрезных балках с усиленными вутами второй шарнир может
возникнуть, конечно, также и в следующем пролете, если несущая спо-
собность опорного поперечного сечения заметно превышает несущую
способность пролетных сечений. Распределение моментов в состоянии,
близком к разрушению, однако можно установить и для таких случаев,
принимая, что шарниры образуются в наиболее слабых сечениях.
Этот эффект возникновения шарниров делает особенно простым рас-
чет несущей способности неразрезных балок при разрушении вида 1.
Статически неопределимые моменты M'vi возникающие от предвари-
тельного напряжения, уничтожаются при описанном процессе, так как
появление шарниров в состоянии, близком к разрушению, исключает
статическую неопределимость опорных условий. Моменты М®, однако,
сохраняются, как и в простых балках, в выражениях для МВг, так как при
Z = Fvasp в (^содержится aVj увеличивающее Z.
13. 311. Крайние пролеты неразрезных балок
При повышении нагрузки вплоть до разрушения сохраняется наибо-
лее неблагоприятное для Мg+p положение нагрузки, т. е. М° пролета уве-
личиваются пропорционально нагрузке (М° — пролетные моменты при
статически определимых опорных условиях). Всего пролет должен вы-
¦ держать 1,75 Л1°акс. Пусть максимальный момент в пролете возникает,
когда эксплуатационная нагрузка приложена в точке а, на расстоянии
ха от крайней опоры. Пусть нагрузка повысится настолько, что в а будет
достигнут момент Affr. Из фиг. 13. 16 следует, что при дальнейшем уве-
30 — 3206
465
личении М° в точке а до М°а2 опорный момент, вследствие того что поло-
жение замыкающей линии задано, возрастает до
хл
Сумма моментов, пролетного и опорного, в сечениях предполагаемого
возникновения шарниров составит
Ха Ха \ xj
Хп
Условие обеспечения необходимого запаса прочности лля крайнего
пролета при предельных величинах моментов в а я В, равных М%г и М^\
гласит, следовательно:
х„ \ х„ }
(13. 36)
К такому же выводу мы пришли бы, если бы раньше был достигнут
М3^. Нужно лишь рассматривать конечное состояние по фиг. 13. 17. Когда
М%г и М3г определены, то имеется лишь одна возможная замыкающая
линия и одна величина М°, которая определяется уравнением (13. 36),
если обстоятельства допускают по-
Крайний пролет
Случаи /:
величина ма
lfc достигает
?? максимально-
го значения
Случай 2
значение Ма
сохранилось
та» им ftie^an
4* дслучае 1
явление необходимых для этого
углов поворота до разрушения ка-
кого'-либо из сечений.
Определяющим здесь всегда
является такое положение на-
грузки, которое дает максималь-
ное значение^0 крайнего пролета.
амыпа^ощая
лиуия
Фиг. 13. 16
Фиг. 13. 17. Перераспределе-
ние изгибающих моментов в
крайнем пролете неразрез-
ной балки при разрушениях
видов lb и 1с
13. 312. Промежуточные пролеты неразрезных балок
Так же и в случае промежуточных пролетов имеет значение только
максимальная величина М° в пролете, а не максимумы в отдельных се-
чениях. Предполагается, что Mt макс находится в 1/2. Если в каком-либо
промежуточном пролете в точке i, совпадающей с 1/2, момент достигает
значения Mfr9 то в случае симметричного распределения моментов и оди-
наковых размерах опорных сечений опорные моменты М% и Ml могут
466
увеличиваться далее равномерно и одновременно (замыкающая линия
остается горизонтальной на расстоянии Mfr от нижней точки эпюры).
Однако на одной стороне, например слева, поперечное сечение может
быть более жестким, и тем самым Ml может увеличиваться сильнее, чем
Mr\ во всяком случае в сечении i, в 112 (фиг. 13. 18) имеем
(13. 37)
Эта зависимость остается в силе и тогда, когда на одной опоре, на-
пример слева, момент станет равен разрушающему моменту Mfr\ тогда
другой опорный момент Mr будет расти до тех пор, пока не достигнет
также значения /И|г.
Если момент достигнет сначала значения разрушающего момента на
одной из опор, например слева, то замыкающая линия будет поворачи-
я
Возможные замыкаю-
щие линии
Фиг. 13. 18. Перераспределение
изгибающих моментов в нагру-
женном среднем пролете нераз-
резной балки при разрушениях
видов 16 и 1с
^ ^wMfi
Сначала достигается значение ML
Фиг. 13. 19. Перераспределение
изгибающих моментов в среднем
пролете неразрезной балки, когда
разрушение начинается с опор-
ных сечений (виды разрушения
\Ъ и 1с)
ваться вокруг конечной точки Mfr; следовательно, Mr будет увеличи-
ваться быстрее, чем Mi2, так что, конечно, сначала будет достигнуто
значение М^г, Тем самым уже определено положение нулевой линии, и
дальнейшее увеличение М? пойдет полностью за счет Mi3 (фиг. 13. 19),
пока и там не будет достигнуто значение предельного момента, соответ-
ствующего несущей способности балки в пролете, и не образуется третий
шарнир. Здесь также все время сохраняет силу уравнение (13. 37).
ОВ соответствии с этим необходимый запас прочности обеспечен, когда
l(Mf + М%) + М?> 1,75Л1?(, + /,;.
(13. 38)
Решающее значение имеет положение нагрузки, которое создает мак-
симальный М° соответствующего пролета.
30*
467
Если максимальный момент действует не в точке 1/2, то из изложен-
ного следует, что для точки i на расстоянии х от левой опоры должно
быть
(13. 39)
33. 32. РАСЧЕТ НА ПРОЧНОСТЬ НЕРАЗРЕЗНЫХ БАЛОК ПРИ
РАЗРУШЕНИЙ ВИДА 2
Если сначала выходит из строя сжатая зона, т. е.
возникает разрушение вида 2а и 2Ъ, то прежде ©сего при разрушениях,
близких к виду 2Ь, шарнирный эффект не проявляется в чистом виде, а
следовательно, нет и явно выраженного перераспределения моментов.
Мы примем здесь наиболее простое допущение, что распределение мо-
ментов при их возрастании сохраняется подобным распределению момен-
тов от эксплуатационной нагрузки, т. е. статическая неопределимость
сохраняется.
В этом случае мы должны доказать для каждого из сечений,
определяющих прочность балки, что воспринимаемый им
разрушающий момент больше, чем 1,75 Mg+pi плюс еще продолжающий
действовать статически неопределимый момент от предварительного на-
пряжения М„, который может быть положительным или отрицатель-
ным, т. е.
МВг > IJSMg+p + Afv.
(13. 40)
Величина M'v остается такой же, как и при эксплуатационной нагрузке,
так как V изменяется не с нагрузкой, а лишь из-за усадки и ползучести.
Таким образом, нужно убедиться, какие условия будут более неблаго-
приятными: до или после проявления усадки и ползучести.
13. 33. ЛЮБЫЕ СТАТИЧЕСКИ НЕОПРЕДЕЛИМЫЕ КОНСТРУКЦИИ
Сказанное в 13. 31 и 13. 32 может быть распространено на любые
статически неопределимые конструкции. Если ожидается наступление
разрушения вида 1, то нужно установить сечения, в которых прежде всего
ожидается возникновение трещин, и поместить в этих сечениях шарниры,
в которых действуют М%г как постоянные моменты.
В плитных несущих конструкциях или оболочках определяют шарнир-
ные линии, так называемые линии разрушения, которые впервые исполь-
зовали Иогансен и Лундгрен при создании своей практически столь цен-
ной теории расчета плит [56, 92, 127, 141]. Ее применение к различным
видам конструкций будет изложено в последующем издании этой книги1.
1 Вопросы расчета несущей способности статически неопределимых конструкций
достаточно полно освещены в работах советских исследователей.
Краткая библиография, отражающая группу вопросов, рассмотренных в настоящем
разделе, приведена в одной из последних работ д-ра техн. наук проф. А. А. Гвоздева —
«О перераспределении усилий в статически неопределимых обычных и предварительно
напряженных конструкциях», Научное сообщение, ЦНИПС, Госстройиздат, 1955 г.
(Прим. ред.),
468
Все же нужно помнить, что в напряженно армированных железобетон-
ных конструкциях часто имеет место разрушение вида 2, при котором
статическая неопределимость сохраняется долго или до конца, и что
следует применять уравнение (13. 40).
13. 4. КОЭФФИЦИЕНТ ЗАПАСА ПРОЧНОСТИ ИЗГИБАЕМЫХ
ЭЛЕМЕНТОВ С НАПРЯЖЕННОЙ АРМАТУРОЙ БЕЗ СЦЕПЛЕНИЯ
Такая арматура удлиняется свободно по всей своей длине при обра-
' зовании первой трещины. Вследствие этого каждая вновь образующаяся
трещина раскрывается быстро, нейтральная ось быстро смещается кверху
без значительного прироста напряжений asp в арматуре. При разгрузке
трещины снова полностью закрываются, если сжатая зона не была раз-
рушена. Так как трещины образуются на большом расстоянии друг от
друга (примерно 1,2 h)y то раскрытие трещин быстро начинает превы-
шать величину 1 мм, установленную выше в качестве критической. В
зависимости от высоты балки могут образоваться трещины шириной
3—6 мм, не вызывая остаточных повреждений в балке. Следовательно,
здесь нужно найти другой критерий для «критической нагрузки», чем
у балок со сцеплением.
Раскрытие трещин продолжается, пока в расположенной над ней
сжатой зоне не будет достигнуто предельное укорочение бетона еьканс.
Ширина трещины зависит от того, как далеко простирается это укоро-
чение по обеим сторонам трещины. Эта область растет с ростом высоты
трещины.
Как будет позже показано, возрастание усилия в натянутой арматуре
при небольшом количестве трещин остается таким незначительным
вследствие беспрепятственного удлинения арматуры по всей своей длине,
что этим приростом можно пренебречь. Если мы в целях простоты будем
исходить из прямоугольного сечения bxh, то при полном предваритель-
ном напряжении усилие в натянутой арматуре под действием эксплуа-
тационной нагрузки достигнет величины
Vg+p = Dg+p = ^j-° . (13.41)
При этом в нижнем краевом волокне <ти = 0.
Пусть арматурный элемент натянутой арматуры расположен на рас-
стоянии hv=0,9h от верхней грани балки; в таком случае плечо вну-
тренней пары составляет
ге+р = hv — — ^zh(0,9 - 0,333) = 0,567h,
о
и момент при эксплуатационной нагрузке составляет
При повышении нагрузки сжимающее напряжение в верхнем крае-
вом волокне растет, пока не будет достигнуто предельное относительное
укорочение еЬМако Тогда сжимающее усилие будет по формуле (13. 7, а).
DBr~ 0,5 W^bx. .
Принимая DBr~Dg+p, получим
469
Плечо внутренней пары составляет при р = 0,4 [см. (13. 21)]
zBr ж hv — 0,4х;
^лг ~ К— °ЛЬ-
Следовательно, разрушающий момент равен
Мцг — Dg+pZsr'
Коэффициент запаса прочности будет равен
Mg+p Dg+Pzg+P
/L - 0,4 h
W*
К-ЩЪ
(13. 42)
При /г*, =0,9, ст0 = 100 кг/см2, W2s = 3Q0 кг/см2, например, получим
100
0,9 - 0,4 ¦
0,9 — 0,333
Ж = 1,35.
Следовательно, коэффициент запаса конструкции без сцепления со-
ставляет приблизительно лишь 75—80% коэффициента запаса конструк-
ции со сцеплением.
Чтобы иметь возможность судить о приросте напряжений в арматуре
из-за раскрытия трещин, определим их возможную ширину перед разру-
шением. На уровне расположения элемента натянутой арматуры дефор-
мация удлинения бетона составляет
: ?ь*
К — *
При hv =0,9 h и х- А— =0,33й
F 300
'Чь
0,567
0,333
1,7 Ей ,
Если допустить, что образовалась лишь одна трещина и принять
длину участка пластически деформированного бетона в области образо-
вания трещин, приблизительно равной длине трещины h — х^0,67/г, то
прирост напряжений в арматуре при длине / арматурного элемента будет
Да,р = 1,766
F
макс *-ар
0,67
I
А= 1,14е4ж
h
¦*sp
h 1
При - = — и при ?„„-2 000 000 кг/см2
У L 20 и р
д 1Д42%о-2000 000^230^^в
" 20
470
т. е. усилие предварительного напряжения, действующее в арматуре, по-
вышается при GrJ/7AOn =10 т/см2 лишь на 2—2,5%. При нескольких трещи-
нах это усилие возрастает соответственно меньше. Несколько в другом
размере возрастает также и разрушающий момент.
Для практических целей обычно достаточно при напряженном арми-
ровании без сцепления определять коэффициент запаса по формуле
(13. 42), учитывая, ^то его величина получается при этом несколько за-
ниженной. При сечениях, форма которых отличается от прямоугольной,
можно вывести соответствующие зависимости.
Запас прочности конструкций с натянутой арматурой без сцепления
большей частью недостаточен, если они рассчитаны на полную эксплуата-
ционную нагрузку. Поэтому следует по возможности избегать выполнения
сооружений без сцепления.
Можно повысить запас прочности путем укладки дополнительной
обычной арматуры, как это предписывают нормы DIN 4227; при этом,
однако, надо добавлять значительное количество арматуры, которая не
используется в эксплуатационном состоянии. Обычная арматура со сцеп-
лением учитывается по 13. 242.
Конструкции с последующим натяжением находятся в состоянии без
сцепления в промежутке времени до затвердения- цементного раствора
в каналах; поэтому их никоим образом нельзя подвергать в этот период
нагрузке, которая в дальнейшем является допустимой.
13. 5. РАСЧЕТ НА ПРОЧНОСТЬ ПРИ СКАЛЫВАНИИ
13. 51. СВОБОДНО ОПЕРТЫЙ КОНЕЦ БАЛКИ
Рассмотрим сначала балку со свободно опертыми концами, в кото-
рых, следовательно, действует поперечная сила без изгиба. Такой конец
балки может при значительной полезной нагрузке разрушиться у опоры
от скалывания, если величины найденных по 11. 45 главных растяги-
вающих напряжений crz превысят предел прочности бетона при растя-
жении и заложенная для их восприятия арматура явится недостаточной.
Для определения необходимого запаса прочности на скалывание мы,
следовательно, должны определить величину главного растягивающего
ртпряжения под действием умноженной на коэффициент запаса нагрузки
g + р. Как и выше, принимаем коэффициент запаса v, = 1,75, соответ-
ствующий разрыву арматуры, а предел прочности бетона, вводимый в рас-
чет, принимается при этом пониженным.
Как и при изгибе, следует различать для скалывания стадии 1 и 2, так
как главные растягивающие напряжения могут привести к трещинам.
Такие трещины от скалывания могут возникнуть и тогда, когда еще нет
трещин от изгиба, т. е. когда для изгиба имеет еще место стадия 1.
Главные напряжения будем рассчитывать для стадии 1, так как до
сих пор нет еще настоящей возможности дать такой расчет для стадии 2*.
Фактически во время многих испытаний балок лишь под конец возни-
кают трещины от скалывания. Это происходит от того, что нормальные
напряжения <sXi благодаря которым под эксплуатационной нагрузкой
* В настоящее время в Советском Союзе ведется разработка /расчета напряженно
армированных железобетонных элементов по несущей способности на совместное воз-
действие изгиба и поперечной силы.
Предварительные соображения по этому вопросу приведены в Научном сообще-
нии ЦНИПС: С. А. Дмитриев и Б. А. Кал ату ров, Развитие методов расчета
предварительно напряженных железобетонных конструкций в СССР, Госстройиздат,
1955. (Прим. редактора.) i
471
главные растягивающие напряжения az остаются к выгоде конструкции
столь малыми, не возрастают при увеличении g+p в 1,75 раза в такой
же степени, так как они возникают почти целиком от предварительного
напряжения, которое ведь не увеличивается, а скорее уменьшается от
проявления усадки и ползучести.
Поэтому главные растягивающие напряжения увеличиваются под
влиянием разрушающей нагрузки значительно больше, чем в 1,75 раза
по отношению к их эксплуатационным значениям.
При определении ajr (под действием разрушающей нагрузки) следует
поэтому строго различать следующие виды напряжений от предваритель-
ного напряжения V и от внешней нагрузки q:
нормальные напряжения: ахд и axv;
напряжения сдвига т? и т^;
вертикальные сжимающие напряжения яу д и ayv (если они имеются,
то большей частью незначительны).
Тогда
^вг= 1,75-^4-^;
По этим величинам определяют. сг|г по 11. 45.
Напряжения xv возникают благодаря наклону элементов натянутой
арматуры.
Напряжения ъд могут быть вызваны поперечной силой, или кручением,
или тем и другим вместе. По германским нормам вообще не допускается,
чтобы напряжения от кручения tD были той же величины, что и напря-
жения тр, которые допускаются при воздействии одной только поперечной
силы; напряжения от совместного действия тд + т^ могут быть более
высокими. При этом, видимо, предполагается, что при действии одного
только tq имеется налицо все же какое-то хд, даже если оно и не уста-
новлено расчетом.
Для сплошного прямоугольного сечения можно было бы при круче-
нии повысить допускаемое напряжение, так как tD в поперечном сечении
меняет знак и в середине его примерно составляет лишь половину того,
что по краям. Однако при коробчатых (полых) поперечных сечениях этот
аргумент отпадает. Поэтому считается правильным принимать одинако-
вые %d и Хд прежде всего потому, что все более и более начинают исполь-
зовать сопротивление конструкций кручению; поэтому встречаются так-
же высокие значения тд.
В дальнейшем будут рассматриваться преимущественно напряжения
tq. При подборе сечений, в которых обеспечен запас прочности на скалы-
вание, решающую роль играет максимальное значение сг|г, положение
и направление которого зависит от формы эпюры crfr и от отношения
o*r/tBr (ср. фиг. 11. 13).
При прямоугольной эпюре ^максимальное напряжение с^макс дейст-
вует в точке —, а при треугольной эпюре ах — в точке — (фиг. 13. 20).
Z о
Если в направлений х вверху возникает растяжение (конец элемента
натянутой арматуры расположен внизу вне ядра сечения), то обмане дей-
ствует по растянутой грани и равно по величине нормальному напря-
жению от изгиба, так как в крайнем волокне т =0. Эта величина о^маКс,
однако, не имеет решающего значения, так как она приводит к образо-
472
ванию трещин, которые не влияют на несущую способность балки; при
таких аймаке может отколоться лишь верхний «мертвый» угол (фиг.
13. 21, а). На уровне сечения, где о\с = 0,а,^ = т, это растягивающее на-
пряжение также можно не принимать в расчет. Балка сохраняет несу-
Фиг, 13. 20. Эпюры главных растягивающих напря-
жений при различных эпюрах напряжений ох •
щую способность, даже если линия откола угла еще понизится. К тому
же тогда становится благоприятнее эпюра ах (фиг. 13.21, б). Следо-
вательно, здесь достаточно произвести расчет сх|г для измененного бла-
годаря трещинам очертания балки, чтобы проверить запас прочности (см.
Фиг. 13. 21. Если конец элемента натянутой арматуры
расположен вне ядра сечения, то главные растягиваю-
щие напряжения передаются лишь на сжатую часть
конца балки
также гл. 11. 432). При эксплуатационных нагрузках, конечно, значительно
меньшим растягивающим усилиям должно быть противопоставлено со-
противление арматуры Feaen>Qn, если напряжения az превысят приблизи-
тельно — Ц?28, чтобы предохранить балку в эксплуатационном состоянии
от трещин.
473
По тем же соображениям в случае, изображенном на фиг. 13.20,6,
следует принимать в расчет не [сггмакс, а лишь несколько меньшее значение'
Если конец элемента натянутой арматуры расположен вверху, вне
ядра сечения, то внизу возникают cz, которые становятся равными по
величине нормальным напряжениям от изгиба ахи и направлены под
углом, меньшим чем 45°. Образование трещин здесь могло бы повлечь за
собой откол опорного угла, поэтому необходимо учесть влияние uz на
всем участке до самого края и противопоставить им соответствующую
арматуру (фиг. 13.22).
Траектории главных напряжений на фиг. 13. 22 не доведены до конца
балки, так как там имеют место их нарушения и, кроме того, действуют
напряжения ау, возникающие от опорной реакции и вследствие передачи
на этом участке силы обжа-
тия. Во всяком случае сле-
дует обеспечить восприятие
раскалывающих сил позади
анкеров арматурных элемен-
тов по гл. 9 и также под
опорными плитами в соот-
ветствии с правилами рас-
чета обычного железобетона
независимо от обеспечения
рассматриваемого здесь за-
паса прочности на скалы-
вание.
Расчет главных напряже-
ний применим только к сече-
ниям вне участка передачи
упомянутых сил, т. е. при-
близительно начиная от
х = 0,8 h, или при широких
балках для сечения с х =
- 0,8 6 (см. гл. 9).
Возникает вопрос, начиная откуда, главные напряжения должны
быть восприняты арматурой?
Несомненно, что в вертикальном направлении вследствие большей
частью небольшой высоты балок можно больше рассчитывать на исполь-
зование прочности бетона при растяжении, чем в горизонтальном на-
правлении. Кроме того, при полном предварительном напряжении мак-
симальные напряжения crz от скалывания возникают внутри поперечного
сечения, где благодаря поддержке соседних менее напряженных зон не
так легко появляется трещина, как на краю. Здесь, следовательно, можно
продполагать, что бетон обладает известной надежной несущей способ-
ностью на растяжение. Наблюдения над трещинами от скалывания в
обычных железобетонных балках это подтверждают. Несмотря на это,
нужно соблюдать осторожность, тем более, что пока еще нет данных си-
стематических опытов по определению коэффициента запаса прочности
на скалывание напряженно армированных железобетонных балок.
Нормы DIN 4227 (октябрь 1953 г.) устанавливают следующие пре-
дельные значения напряжений az для эксплуатационных нагрузок:
при марке бетона .... В 300 В 450 В 600
напряжения vz в кг}см- .10 12 15
При ограниченном предварительном напряжении допускаются вдвое
большие значения. Однако в этом случае сг^ШКс действует в краевом
волокне, где можно ожидать образования трещин раньше, чем при
Фиг. 13. 22. Если конец элемента натянутой ар-
матуры расположен вверху вне ядра сечения, то
для восприятия появляющихся в нижнем углу
растягивающих напряжений должна быть преду-
смотрена тщательно размещенная арматура
474
полном предварительном напряжении, так что этому указанию норм
трудно дать фактическое обоснование.
Для увеличенной в 1,75 раза эксплуатационной нагрузки (расчетная
разрушающая нагрузка) в нормах приводятся следующие предельные
напряжения a»z:
при марке бетона ... В 300 В 450 В 600
напряжения a J7" в кг!см~ . 20 25 30
При напряжениях ниже указанных не требуется проверки расчетом сече-
ния арматуры, противостоящей сдвигу.
Начиная от значений, равных 0,75 указанных предельных, следова-
тельно, от crj*r, равных 15—22 кг/см2, и до верхнего предела напряжений
^1макс> Равных 40—60 кг/см2, наклонные главные растягивающие усилия
должны быть полностью восприняты арматурой, напряженной до предела
текучести. Таким образом, принимают, что при напряжениях fffr^ 15—22
кг/см2 еще не могут образоваться трещины от скалывания.
Если иметь в виду все влияния, снижающие прочность бетона при
растяжении, как, например, внутренние напряжения от различий в усадке
и разности температур, ослабления вследствие местных трещин, раковин
или каналов, рабочие швы, напряжения <?у , вызванные закреплением
плит на балках, и т. д., — влияния, которые большей частью не учиты-
ваются расчетом, то в таком случае следует считать правильным неко-
торое снижение предельных величин <т?г и требовать установки соответ-
ствующей арматуры и при напряжениях, ниже указанных в нормах.
Следует также иметь в виду, что напряжение uz =20 кг/см2 соответствует
растягивающей силе в 8 г для площадки всего лишь в 20X20 см.
Автор рекомендует использовать для расчета запаса прочности
на скалывание лишь главные растягивающие напряжения от умно-
женной на 1,75 эксплуатационной нагрузки и требовать установки арма-
туры для полного восприятия главных растягивающих напряжений при
1 т „ о 1
rBr
>
25
W2b. Верхним пределом <х
Вг
можно считать —¦ WV Если на-
10
пряжения выходят за этот предел, то следует увеличить толщину стенки.
В области ав/<Z.—-^2в, которая предполагается свободной от образова-
25
ния косых трещин до самого разрушения, хомуты, нагруженные до пре-
дела текучести, должны воспринимать по крайней мере половину напря-
жений cz.
Таким образом, условия обеспечения запаса прочности на скалывание
у кондов балки и правила расчета поперечной арматуры состоят в сле-
дующем:
при
при
«?
а?
>
W2S
25
25
хомуты
хомуты
Ре
1 -
Ре
1 -
= °в/ь ¦ 1
2 Ges
Gzrb
GeS
длина рассматриваемого участка стенки, например,
Здесь /
1=1 ж;
Fe — поперечное сечение хомутов на участке /.
(13. 43)
475
Наклон главного напряжения az относительно вертикали опреде-
ляется формулой
tg а = ;
напряжение ах нужно подставлять без знака (фиг. 11. 13).
Хомуты следовало бы устанавливать собственно под углом а, который
соответствует наклону траектории для соответствующих напряжений ъ*\
Однако, если вспомнить, что эти траектории становятся пологими лишь
при приближении к разрушению, а до того напряжения o~z направлены
более круто, то можно считать вполне обоснованной вертикальную уста-
новку хомутов. Желательно применять хомуты из стали, анкеровка кото-
рой хорошо обеспечена, учитывая небольшую длину участков для анке-
ровки; хомуты должны быть распределены равномерно.
Натягиваемые хомуты для простоты можно учитывать при расчете
с напряжением, равным пределу текучести.
13. 52. СРЕДНИЕ ОПОРЫ НЕРАЗРЕЗНЫХ БАЛОК
На средних опорах действуют одновременно изгибающие моменты и
поперечные силы, иногда также крутящие моменты. Под действием уве-
личенной в 1,75 раз нагрузки, как правило, возникают трещины. При
расчете на прочность от скалывания во всяком случае нужно исходить
из значительного раскрытия трещин, соответствующего изгибающим мо-
ментам, которые вызываются положением нагрузки для 1,75 QMaKc или
для l,75JW°aKC.
Поэтому при расчете на главные растягивающие напряжения нельзя
в данном случае исходить из стадии 1 для всего поперечного сечения.
Фиг. 13. 23. Очертание траекторий главных напряжений над
промежуточными опорами неразрезных балок
Несмотря на это, часто, как и в 13. 51, выполняют расчет по стадии 1
и применяют установку более или менее мощной поперечной арматуры,
направленной в верхней части балки под углом менее 45°, так как на
уровне нейтральной оси 0^=0, ®z = ъ и, следовательно, tga = 1. Учитывая,
что в нижней части балки преобладают высокие сжимающие напряже-
ния, траектории для напряжений cz у нижнего края направлены круто,
и, следовательно, поперечную арматуру надо было бы здесь направлять
по траекториям, показанным на фиг. 13.23.
13. 521. Расчет на скалывание по составляющим косых растягивающих
и сжимающих сил
Так как в рассматриваемом случае невозможно исходить из стадии 1
для всей высоты балки, то попробуем другой подход: предполагаем, что
в балке установлены сквозные элементы натянутой арматуры, подобные
476
растянутым элементам висячих конструкций; целесообразность примене-
ния таких элементов для неразрезных балок уже была выяснена в гл. 10
и 11. Они и здесь показывают свое преимущество.
Далее примем, что длина подопорного седла пучка не превы-
шает 0,7/г..
На фиг. 13. 24 показано, что участки балки, свободные от трещин в
пролетах и над опорами, работают как сжатые бетонные арки, воспри-
Фиг. 13. 24. В неразрезных балках со сквозной натянутой арматурой, аналогич-
ной растянутым элементам висячих систем, участки, свободные от трещин, обра-
зуют в каждом пролете как бы сжатые своды
нимающие совместно с висячей системой, образованной натянутой арма-
турой, всю нагрузку и уравновешиваемые горизонтальными составляю-
щими Н.
Если мы рассмотрим теперь участок над средней опорой (фиг. 13. 25),
то увидим, что элементы висячей системы и арки распределяют между
собой восприятие действия поперечных сил. На криволинейном надопор-
ном участке здесь действуют направленные к опоре высокие сжимающие
напряжения с>у, которые препятствуют образованию в этой области тре-
щин, так что нам остается рассмотреть сечение вне седла пучка, примерно
на расстоянии 0,4ft от оси опоры.
Фиг. 13. 25. Расположение трещины и распределение усилий
над опорой неразрезной балки в стадии разрушения
Элемент натянутой арматуры имеет здесь максимальный угол на-
клона а, который для параболического элемента ,определяется из равен-
ства tg а =— , где f — стрелка параболы.
При этом угле наклона часть поперечной силы, воспринимаемой эле-
ментом натянутой арматуры, будет равна Qsp = Zsina, где Z — растяги-
вающее усилие, действующее в элементе натянутой арматуры при изги-
бающем моменте Му который соответствует силе 1,75 Qмакс. Наклонная
сила не может быть здесь больше, чем горизонтальная сила над опорой,-
она скорее будет приближаться к значению V и тем самым будет
меньше Z.
'Qnd
477
Линия центров тяжести свода в балке с параллельными поясами на-
клонена примерно под тем же углом а. Эта свободная от трещин зона
испытывающая высокое давление, может, конечно, выдержать значитель-
ные скалывающие напряжения, которые вызывают наклон равнодей-
k 1
ствующей в пяте свода, превышающий а. При отношении -^ = ¦—
Ка 10
можно считать наклон D на Vio больше, чем tg а. Воздействие этого
усилия с таким углом наклона балка может, конечно, воспринимать без
установки хомутов. Усилие D на опоре, следовательно, может иметь на-
клон, определяемый выражением
tga = ^- + 0,l.
Горизонтальную составляющую усилия D можно рассматривать как
равнодействующую усилия в сжатой зоне от изгибающего момента, воз-
никающего при положении нагрузки для 1,75 Qmskc, если стенка внизу
имеет прямоугольную форму сечения. Условие равновесия внутренних
сил выражается равенством Z=D. Несущая способность балки при ска-
лывании, таким образом, выражается формулой
QBr = Z sin а + D (tg а + 0,1) =
= Z(sina + tga + 03l)
(для прямоугольной сжатой зоны).
(13. 44)
Запас прочности на скалывание достаточен, если
QBr^ 1,75 Q(g+P)—Qv (малые деформации при стадии 2)
ИЛИ """; ~\ I
о (при статической определимости вследствие раскры-
WBr> 1,75 Q(g+p) тия шарниров при стадии 2).
В сечениях с сжатой широкой полкой в нижней зоне эта полка может
лишь в незначительной степени участвовать и в восприятии скалывают
щих напряжений, вызванных поперечной силой. В таком случае при
определении D следует ограничиться шириной стенки.
При наклонной сжатой полке (балки с вутами) непосредственно че-
рез нее может передаваться часть поперечных сил, именно вертикальная
составляющая сжимающего усилия Fb полки сг&, действующего в полке
(ср. фиг. 10. 43). Благодаря этому стенка разгружается от скалывающих
напряжений. Вообще при переменном сечении следует иметь в виду со-
ображения, изложенные в 11. 432.
Если расчет показывает, что запас прочности на скалывание обеспе-
чен, то теоретически хомуты не нужны. Все же следует установить хо-
муты хотя бы для того, чтобы замедлить разрушение сильно сжатой ниж-
ней грани. Сжатую зону можно также усилить с помощью спиральной
поперечной арматуры.
13. 522. Расчет на главные растягивающие напряжения, действующие
на части высоты сечения
Если проверкой железобетонного сечения на скалывание по изложен-
ному простому способу будет установлена некоторая недостаточность за-
паса прочности, то рекомендуется следующий прием.
478
Сначала определяют высоту сжатой зоны для опорного мо-
мента, который возникает при положении нагрузки, соответствующей
1,75 Q(g + p)* Часть поперечного сечения над нейтральной осью не может
передавать скалывающие усилия сдвига из-за появления в ней верти-
кальных трещин. Поэтому расчет на скалывание ведем из условия пере-
дачи главных растягивающих напряжений на часть сечения, расположен-
ную под нейтральной линией, исходя из стадии 1 (фиг. 13. 26).
Вследствие действия V
а нагрузки 6 1,75 {д+р)
вследствие
действия
Фиг. 13. 26. Распределение напряжений от скалывания в нижней
зоне балки, оставшейся свободной от трещин, на участке, при-
легающем к средней опоре
Для определения напряжений -и нужно подставить усилие
1,75 Qte+Pf2 Qsp. Здесь Qsp = V sin а или же Qsp = Z sin а, если учи-
тывать, что Z>V вследствие появления трещин от изгиба. При этом
угол ос для D нельзя принимать большим, чем угол наклона касательной
к параболическому элементу натянутой арматуры.
Если С72макс окажется теперь меньше величины, указанной в 13. 51,
то размеры сечения достаточны, и тогда остается лишь определить по
формуле (13. 43) требуемое сечение хомутов.
Глава 14
14. ВОПРОСЫ УСТОЙЧИВОСТИ НАПРЯЖЕННО
АРМИРОВАННЫХ ЭЛЕМЕНТОВ
14. 1. ПОТЕРЯ УСТОЙЧИВОСТИ ПРИ ПРОДОЛЬНОМ ИЗГИБЕ
НАПРЯЖЕННО АРМИРОВАННОГО СТЕРЖНЯ
Критическая нагрузка при продольном изгибе центрально сжатого,
шарнирно закрепленного на концах стержня составляет, как известно,
по Эйлеру
k р
Если продольная сжимающая сила создается элементами натянутой
арматуры, которые расположены вне поперечного сечения стержня или
в достаточно широкой трубке внутри сечения, то это выражение критиче-
ской нагрузки не изменится и для нее оказывается действительным обыч-
ный расчет с значениями о> по нормам DIN 1045, § 27, или DIN 4225,
раздел 14, или DIN 1075.
То же относится к элементам, которые могут быть подвергнуты пред-
варительному напряжению без использования арматуры, между жест-
кими упорами (например, между скалами).
Но если натянутую арматуру надежно соединить со сжатым стержнем,
то туго натянутые арматурные элементы будут представлять собой в
боковом направлении опоры для сжимаемого стержня, и в зависимости
от характера этого соединения потеря устойчивости при продольном
изгибе может быть затруднена или вовсе исключена. Сопряжение стали
и бетона должно быть прочным на сжатие и на растяжение.
Если, например, стержень соединен посредине с элементом натянутой
арматуры, то длина его при продольном изгибе уменьшится вдвое, и тем
самым в соответствии с формулой Эйлера увеличится вчетверо крити-
ческая нагрузка. Маньель доказал опытами, что этот результат, полу-
ченный из уравнения Эйлера, соответствует действительности [65].
Если стержень соединить с натянутой арматурой в (п — 1) промежу-
точных точках на одинаковом расстоянии друг от друга, то критическая
нагрузка увеличится в п2 раз, если только до ее достижения не будет
превышена прочность бетона на сжатие.
Если, следовательно, элемент натянутой арматуры забетонирован в
стержне (предварительное напряжение на стенде) или же этот элемент
помещен в тонкой трубке с последующим сцеплением, то стержень при
передаче обжатия на бетон не может потерять устойчивости, каким бы
он ни был длинным и гибким, если только на него не действует дополни-
тельная внешняя сжимающая сила. Следовательно, если мы имеем пред-
варительно напряженную, достаточно подпертую растянутую полосу или
480
узкий нижний пояс балки с высоким предварительным сжатием, то не
нужно беспокоиться о том, что эти элементы могут потерять устойчивость
под действием сжимающей силы предварительного напряжения. Если
продолжать увеличивать предварительное напряжение, то бетонный стер-
жень разрушится при достижении призменного
предела прочности при явлениях, подобных
v * картине разрушения сжимаемой призмы.
'-HI и-
Ш
^ ветвь кривой 6 - Е
^ действительная йл'я
'критической магрузни
при продольном изгибе
Фиг. 14. 1а. Опасность
потери устойчивости от-
сутствует при воздейст-
вии одного только пред-
варительного напряже-
ния, если обеспечено
сцепление натянутой ар-
матуры с бетоном ко-
лонны
Фиг. 14. 16. Повышенная
опасность потери устой-
чивости от внешней на-
грузки благодаря нали-
чию начального сжимаю-
щего напряжения от на-
тяжения арматуры V
Фиг. 14. 2. При определении
критической нагрузки начало
координат кривой о—е как бы
перемещаются в 0\
Однако случается, что предварительно на-
пряженный элемент, например стержень сквоз-
ной конструкции или пояс балки, подвергается
действию не только растягивающей силы, но
при другом положении нагрузки также и сжа-
тию (фиг. 14. 1).
Ясно, что такой стержень не может выдер-
жать нормальную величину эйлеровой крити-
ческой нагрузки, если он уже сильно сжат предварительным напряже-
нием. Но так как предварительное напряжение более не увеличивается, то
можно во всяком случае принимать по отношению к vbv более низкое
значение коэффициента запаса прочности, чем для сжимающего напря-
жения Cb(g + p) от нагрузки.
Предварительное напряжение со сцеплением не вызывает потери
устойчивости от продольного изгиба, но оно в известном смысле изменяет
свойства строительного материала, исключая из рассмотрения при
оценке критической нагрузки нижнюю часть кривой деформаций бетона;
поэтому при расчете на продольный изгиб имеет силу лишь ветвь кри-
вой, расположенная над gdv или над точкой 0{ (фиг. 14. 2). На этом
участке кривой модуль упругости Е меньше, чем при <sb = 0, причем он
быстро уменьшается при повышении напряжений, т. е. опасное состояние
наступает гораздо раньше, чем в сжатых стержнях без предварительного
напряжения.
Следовало бы установить новые коэффициенты со для верхней ветви
кривой а—е. Это соображение указывает на необходимость действовать
здесь с осторожностью; автор рекомендует поэтому в противоположность
нормам DIN 4227 при расчете обеспечивать выполнение условия
1,7 <ъ,+ Зо>*,+,<?,, (14. 1)
пользуясь при этом прежними значениями w для бетона.
31-3206
481
14. 2. ПОТЕРЯ УСТОЙЧИВОСТИ ПРИ ПРОДОЛЬНОМ ИЗГИБЕ
НАПРЯЖЕННО АРМИРОВАННЫХ ПЛИТ И ТОНКОСТЕННЫХ
НЕСУЩИХ КОНСТРУКЦИИ
Напряженно армированные железобетонные покрытия дорог или
аэродромов (см. 16. 3) также не подвергаются опасности потери устой-
чивости под действием сжимающих сил от предварительного напряже-
ния, если, как описано в 14. 1, элементы натянутой арматуры находятся
в сцеплении с бетоном. При этом даже нет необходимости, чтобы арма-
турные элементы были расположены центрально, так как возникающие
при внецентренном положении арматуры моменты Mv компенсируются
действующими при этом моментами Mg> так что в бетоне остается равно-
мерное сжимающее напряжение. Переменные эксцентриситеты также не
вызывают потери устойчивости.
Если, однако, конструкцию подвергают обжатию без применения на-
тянутой арматуры, то в этом случае должна быть проверена ее надеж-
ность по отношению к продольному изгибу. Большей частью при толстых
плитах она достаточна, если устранено внецентренное положение силы
сжатия, например с помощью подсыпки из мелкого песка в нижней части
открытого шва и т. п.
В оболочках или складчатых покрытиях можно посредством предва-
рительного напряжения существенно улучшить устойчивость при продоль-
ном изгибе, так как при соответствующем расположении по длине элемен-
тов натянутой арматуры можно разгрузить сжатые зоны конструкций
посредством обжатия растянутых зон и тем самым уменьшить деформа-
ции, в том числе и пластические. Расчеты таких несущих конструкций на
устойчивость с учетом предварительного напряжения довольно сложны
и во всяком случае выходят за рамки этой книги. Необходимые для реше-
ния этих вопросов эксперименты проводились до сих пор в недостаточ-
ном объеме (см. 16. 62).
14. 3. ВЫПУЧИВАНИЕ ПОЯСОВ НАПРЯЖЕННО АРМИРОВАННЫХ
СБОРНЫХ БАЛОК
При монтаже напряженно армированных сборных балок необходимо^
следить,, чтобы была обеспечена надлежащая жесткость балок в боковом
направлении. В таких балках при их подъеме неоднократно имели место-
случаи выпучивания поясов. Причиной этого большей частью следует счи-
тать не столько недостаток устойчивости плоской формы изгиба, приводя-
щий к выпучиванию верхнего сжатого пояса, а скорее дополнительное-
напряжение изгиба в сильно сжатом (при его предварительном напряже-
нии) нижнем поясе при незначительном отклонении балки. Ясно, что этот-
растянутый пояс очень чувствителен к изгибающим моментам в попереч-
ном направлении к оси балки, когда его кромки, например, даже под
влиянием частично действующего собственного веса уже подвергаются
'сжимающим напряжениям, превышающим расчетные.
Наряду с расчетом устойчивости балки на опрокидывание и устойчи-
вости на продольный изгиб сжатого пояса, который при определенных
условиях следует с помощью вспомогательной траверсы сделать более-
жестким в боковом направлении, нужно прежде всего иметь в виду сле-
дующие практические правила:
1) при перемещении напряженно армированных железобетонных ба-
лок их следует захватывать только за концы, для того чтобы собствен-
ный вес балки действовал полностью (фиг. 14. 3);
482
2) если предварительные сжимающие напряжения в растянутой зоне
очень высоки, так как еще отсутствует часть собственного веса (напри-
мер, плиты крыши), то следует осуществлять сначала лишь частичное
предварительное напряжение, пока балка не будет установлена на место
и нагружена остальным весом;
Фиг. 14. 3. Сборные балки следует захватывать при перемещении лишь за
концы, для того чтобы могло проявляться полностью действие собственного
веса
3) подъемные приспособления должны всегда обеспечивать строповку
балки за верхний пояс, для того чтобы его концы не могли вывернуться
в сторону по отношению к точкам подвеса;
4) следует избегать всякого наклона балки, выводящего ее из верти-
кальной плоскости.
Более полно настоящая глава будет разработана в следующем изда-
нии данной книги.
31*
Глава 15
15. РАБОТА НАПРЯЖЕННО АРМИРОВАННЫХ
КОНСТРУКЦИЙ ПОД ПУЛЬСИРУЮЩЕЙ
НАГРУЗКОЙ
15. 1. ПРИ ПОЛНОМ ПРЕДВАРИТЕЛЬНОМ
НАПРЯЖЕНИИ
В конструкциях с полным предварительным напряжением бетон при
эксплуатационных нагрузках подвергается лишь сжатию, причем под дей-
ствием полезной нагрузки может возникнуть лишь допустимое для сжа-
той зоны максимальное напряжение, приблизительно равное — W2& или
О
0,42 |3р (при марке В 300). Воздействие такого напряжения бетон выдер-
живает миллионы раз без повреждений. Согласно 2. 264, предел выносли-
вости на сжатие при асимметричном цикле при малом нижнем пределе
напряжений составляет по крайней мере 0,6 $р, так что, следовательно,
при полном использовании допустимых напряжений бетона запас проч-
еости составляет — 1,4.
0,42
Условия работы арматуры при полном предварительном напряжении
еще благоприятнее. Размах переменных напряжений в стали составляет
паь, т. е. примерно 7- 110 = 770 кг\см% или 6 • 140 = 840 кг/см2 (для В 300
или В 450), если вычесть резерв по напряжениям сжатия на потери от
усадки и ползучести. Но предел выносливости при асимметричном цикле
холоднотянутых или термически улучшенных проволок при отсутствии
концентрации напряжений составляет (см. 2. 171) 2 500—2 900 ка/см?
<размах от оало сг0), так что по стали имеется почти тройной запас проч-
ности, если не считать стадии 2 и сталей средней прочности. Правда,
стержни, соединенные в стыках при помощи винтовой нарезки, со-
ставляют исключение, так как обладают малыми пределами выносли-
вости — порядка 700 кг/см2; такие соединения в сооружениях, работаю-
щих на динамическую нагрузку, не допускают полного использования
напряжений бетона, разве только если в сильно напряженных сечениях
не будут исключены такие стыки.
До образования трещин напряжения сцепления, как известно, также
остаются очень низкими.
Таким образом, напряженно армированную конструкцию с полным
предварительным напряжением можно подвергать воздействию пульси-
рующей или знакопеременной нагрузки при использовании высоких допу-
стимых сжимающих напряжений, не применяя низкие запасы прочности,
как это приходится делать в отношении опытных железобетонных или
стальных конструкций. Другими словами, напряженно армиро-
ванные железобетонные конструкции полностью
приемлемы и надежны при динамических нагрузках.
484
15. 2. ОГРАНИЧЕННОЕ ПРЕДВАРИТЕЛЬНОЕ НАПРЯЖЕНИЕ
Как только образуются трещины, положение становится менее благо-
приятным, чем описанное в 15. 1. Напряжения в арматуре возрастают да
более высоких значений; напряжения сцепления достигают, как известно,
вблизи трещины предела прочности, так что при частом их повторении
сцепление должно нарушиться, даже если вначале оно было надежным.
Эти явления приводят иногда, как известно, к низким пределам выносли-
вости обычных железобетонных конструкций, они же могут снизить запас
прочности напряженно армированной конструкции при динамической
нагрузке. Поэтому ограниченное предварительное напряжение для кон-
струкций с многократно повторным нагружением по возможности не
следует применять или применять с особой осторожностью.
15. 3. РАЗРУШАЮЩАЯ НАГРУЗКА ПРИ ПУЛЬСИРУЮЩЕМ
НАГРУЖЕНЙИ
Для определения разрушающей нагрузки, конечно, нужно рассматри-
вать такие нагрузки, верхний предел которых приводит к стадии 2, так
как в стадии 1 ,при обычных степенях предварительного напряжения раз-
рушение не происходит. Размеры нагрузки, выдерживаемой в стадии 2,
зависят в основном от качества сцепления. Здесь лучше всего ведут себя
непосредственно обетонированные натянутые стальные стержни с рабо-
тающим на сдвиг сцеплением (арматура периодического профиля). При
натянутой арматуре, укладываемой в трубках из листовой стали, следует
выполнять стенки этих труб рифлеными, применять уже упоминавшиеся
проволоки или пряди периодического профиля и пользоваться раствором
высокой прочности, нагнетаемым под давлением. Применяя распределен-
ные по поперечному сечению одиночные элементы натянутой арматуры,
можно достигнуть лучшего результата, чем с помощью концентрирован-
ных мощных пучков проволок; возникает лишь вопрос, нужно ли это и
равноценна ли эта большая прочность практическим преимуществам
мощных пучков.
Когда сцепление под влиянием переменного нагружения нарушится,
трещины раскрываются, нейтральная ось смещается кверху и уменьшает
высоту сжатой зоны, так что почти все нормально рассчитанные балки
при испытании на выносливость переменной нагрузкой разрушатся из-за
раздавливания сжатой зоны.
Германское Управление железных дорог провело многочисленные ди-
намические испытания балок длиной 2—3 м. В данное Бремя еще нет
официального отчета об этих испытаниях. Все же можно сказать, что
запас прочности при динамических испытаниях после 2 млн. циклов на-
грузки составляет приблизительно от 0,65 до 0,8 запаса прочности при
статическом испытании; более низкое из значений относится к неудовле-
творитепьному сцеплению, а более высокое — к непосредственно обето-ни-
рованной натянутой арматуре. Если отнести эти данные к самому
низкому статическому запасу прочности, равному 1,75, то запас прочности
при динамических нагрузках составляет от 1,14 до 1,4. Высшее из зна-
чений соответствует найденному с учетом соображений, высказанных в
начале этой главы, так как при хорошем сцеплении хорошо сохраняется
высота сжатой зоны.
При правильном выполнении конструкции можно рассчитывать на
коэффициент запаса прочности, равный 1,25—1,4. Это весьма удовлетво-
рительно, если вспомнить, что в стальных конструкциях довольствуются
485
часто соответствующими величинами коэффициентов запаса, рав-
ными 1,1—1,2.
Если желательно получить большой запас прочности при переменных
нагрузках, например в железнодорожных мостах с особенно тяжелыми
условиями движения, то нужно обеспечить достаточные размеры сжатой
зоны и, конечно, применять полное предварительное напряжение. Но эле-
менты натянутой арматуры, если они выполнены без стыков, можно рас-
считывать, не увеличивая значения коэффициентов запаса прочности.
Глава 16
16. НЕКОТОРЫЕ ОСОБЫЕ ОБЛАСТИ ПРИМЕНЕНИЯ
ПРЕДВАРИТЕЛЬНОГО НАПРЯЖЕНИЯ
16. 1. НАПРЯЖЕННО АРМИРОВАННЫЕ КРУГЛЫЕ
РЕЗЕРВУАРЫ
16. 11. ОПИСАНИЕ КОНСТРУКЦИЙ РЕЗЕРВУАРОВ ИЗ НАПРЯЖЕННО
АРМИРОВАННОГО ЖЕЛЕЗОБЕТОНА
Круглые резервуары из напряженно армированного железобетона для
хранения воды, сточных продуктов, нефти, бензина и других жидкостей
начали с успехом применять прежде всего в США [103]. Если использо-
вать с помощью предваритель-
ного напряжения высокую
прочность бетона, то даже при
весьма значительных размерах
резервуара можно обойтись
очень тонкими стенками. При
полном предварительном на-
пряжении и соответственном
качестве бетона тонкостенные
резервуары без особых защит-
ных покрытий могут быть до-
статочно водонепроницаемыми
даже если давление достигает
30 м вод. ст. (фиг. 16. 1).
Конструкция резервуара за-
висит, с одной стороны, от раз-
меров, в особенности диаметра
и высоты стенок, и, с дру-
гой стороны, от строительного
Фиг. 16. 1. Большие резервуары для ила
(Сапронеля) из напряженно армированного
железобетона, изготовленные фирмой «Прн-
лоуд» (Нью-Йорк, США)
грунта и рода перекрытия. Заполняющая жидкость вызывает в стенке
кольцевые растягивающие усилия, которые возрастают линейно с увели-
:&—==-:
Объемный dec
жидкости. ¦«. у
Фиг. 16. 2. Кольцевые растягивающие усилия в стенке круглого
резервуара
487
Этому
tfu<*i?rimt3t при
onoportnei-iHOt*
резерВца&р
fe=
Фиг. 16. 3. Изгибающие моменты, дей-
ствующие в цилиндрической стенке, за-
деланной по низу незаполненного резер-
вуара при ее обжатии
чением высоты и диаметра резервуара: Z= — DyA (фиг. 16. 2).
кольцевому усилию противодействует обжатие, которое должно быть так
рассчитано, чтобы при заполненном резервуаре в бетоне сохранялся ре-
зерв по сжимающим напряжениям по меньшей мере в размере 5 кг/см2.
Обычно предварительное напряжение осуществляется посредством гори-
зонтальной обмотки. Создаваемому предварительным напряжением сжи-
мающему напряжению, естественно, соответствует сжатие бетона; диа-
метр стенки стремится уменьшиться.
Этому сжатию оказывает препят-
ствие днище или покрытие в зависи-
мости от конструкции резервуара.
Рассмотрим сначала резервуар,
стенка которого заделана только в
днище. Вследствие ограничения де-
формации по нижнему краю в стенке
порожнего резервуара при ее обжа-
тии возникают большие радиальные
моменты и перерезывающие силы,
которые распределяются примерно
как показано на фиг. 16. 3. Если
резервуар снаружи засыпан, то дав-
ление земли создает подобные же дополнительные моменты. Если резер-
вуар часто остается незаполненным, то деформации из-за укорочений от
усадки и ползучести бетона увеличиваются, причем, конечно, моменты на-
.растают непропорционально деформациям, так как пластичность бетона
постепенно снижает напряжения. Эти явления рассмотрены в работе
проф. Франко Леви (Турин)1.
В процессе обжатия в стенке резервуара возникают дополнительные
моменты и перерезывающие силы, если предварительное напряжение
осуществляется постепенно. Это
относится особенно к предвари-
тельному напряжению при по-
мощи обмоточных машин. Чем
больше сила натяжения обмот-
ки на единицу высоты стенки,
тем чувствительнее переход от
обмотанной части к еще не об-
мотанной. В США вначале
бывали случаи, когда стенка
резервуара срезалась в гори-
зонтальной плоскости [115].
Величины моментов и пере-
резывающих сил должны поэтому быть тщательно вычислены. При рас-
чете необходимо рассматривать различные степени заполнения и стадии
обмотки. При этом используются методы, предложенные Тимошенко [43],
Гиркманом [84] или Бейером [83]. Эти расчеты приводят к необходимости
установки вертикальной арматуры, которую в больших резервуарах лучше
всего дополнить вертикальным предварительным напряжением. В засы-
панных сверху резервуарах действие нормальной силы оказывается бла-
гоприятным. Для восприятия максимальных моментов иногда оказывается
целесообразным применить вутообразное усиление стенки внизу (фиг.
^#Ш&&***^
Запавко битумог»
Фиг. 16. 4. Подвижный шов между стенкой
и днищем или кольцевым фундаментом,,
устраиваемый для уменьшения изгибающих
моментов по фиг. 16. 3. Деталь см. на
фиг. 16. 12
1 Abhandlungen der Internationalen Vereinigung fur Brucken- und Hochbau, Bd
13/1953, S. 221—238.
488
16. 3), устраивая его изнутри. Если расчет резервуара приводит к неэко-
номичным размерам поперечных сечений, то моменты могут быть сни-
жены с помощью следующих мероприятий:
1) моменты, возникающие при обжатии, уменьшают путем расчлене-
ния процесса предварительного напряжения, например осуществляя
обмотку несколькими ступенями;
2) моменты у поДЬшвы резервуара могут быть уменьшены путем
устройства нижнего шва (фиг. 16. 4);
Пред вар игл ель по
напряженная кочь\
цебая арматура
в 2 слоя
Копьцевой Зазор
Фиг. 16. 5. Упругое соединение стенки резервуара с тонкой
кольцевой плитой днища (по К. Буйеру)
3) стенка резервуара упруго закрепляется в тонкой кольцевой плите
по К. Буйеру (фиг. 16. 5).
Описанное Буйером [230] действие пружинящей кольцевой плиты,
естественно, возникает также в том случае, если все днище выполняется
в виде упругой тонкой плиты, а кольцевой фундамент под стенкой делают
узким.
Для того чтобы еще уменьшить моменты в стенке, Буйер предложил
распределить усилия предварительного напряжения по стенке резервуара
не по треугольнику, а по кривой, представляющей сумму двух синусоид
й\ и а2 (фиг. 16. 6), благодаря чему момент заделки стенки Mv стано-
вится меньше, чем момент от давления воды Mw . Определяющие расчет-
ные размеры максимальные значения Му или (Mv-\-Mw) при этом
уменьшаются, хотя при наполненном резервуаре момент в заделке стенки
полностью не погашается, а в опорном кольце действует лишь незначи-
тельное предварительное напряжение (фиг. 16. 7).
Под стенкой обычно устраивается кольцеобразный фундамент, кото-
рый должен быть рассчитан так, чтобы передавшееся через него давле-
ние не было заметно большим, чем давление под днищем резервуара.
Обычно стенка изготовляется в несколько стадий, а ее обжатие осу-
ществляется посредством обмотки проволокой или прядями, которые
предохраняются от коррозии торкретной штукатуркой (фиг. 16. 8). Вер-
тикальные швы между участками последовательных стадий бетонирова-
ния должны содержаться во влажном состоянии, укладываемый бетон
нужно особенно тщательно подвергнуть вибрированию. Внутренняя тор-
489
кретная штукатурка, по имеющемуся опыту, не нужна, если бетон стенки
достаточно плотен. Для предохранения бетона от агрессивных жидкостей
нужно защитное покрытие или же установка тонких волнистых стальных
листов (последние служат одновременно опалубкой).
Конструкция дна резервуара зависит от его размеров и качества
грунта. Для малых резервуаров при хорошем грунте рекомендуется
— Верх стенни
Синусоида а
Фиг. 16. 6. Распреде-
ление усилий, возни-
кающих при обжатии
в стенке резервуара
по закону разности
синусоид а± и а2 (по
Буйеру)
Фиг. 16. 7. Изгибающие
моменты, действующие в
стенке от обжатия и внеш-
них нагрузок, для резер-
вуара по фиг. 16. 5
5 f 1,0 си
Фиг. 16. 8. Об-
мотка стенки
проволокой,
которая по-
крывается за-
щитным слоем
торкретной
штукатурки
устройство жесткой железобетонной плиты с двойной арматурой или с
напряженным армированием (фиг. 16. 9). Если дно резервуара конструи-
руют с обращенным книзу пологим сферическим сводом (фиг. 16. 10),
то нужно быть уверенным, что грунт повсюду имеет одинаковые коэф- '
фициенты постели, так как тон-
кий сферический свод довольно
чувствителен к неравномерному
давлению. В больших резер-
вуарах или при податливом
грунте целесообразнее и эко-
номнее конструировать днище
в виде тонкой мембраны (фиг.
16. 11). Днище переходит, по-
степенно утолщаясь, в кольце-
вой фундамент. Как показывает
опыт строительства в США, для
днища достаточно нанесенный
за 2—3 раза торкретный слой
толщиной 5 см, армированный
проволокой или стальной сет-
кой. Во всяком случае реко-
мендуется под днищем проло-
жить выровненный слой песка
толщиной от 5 до 15 см, покрытый бумагой или же тонким картоном.
Скользящий шов между стенкой и дном делают горизонтальным или
придают ему легкий наклон внутрь, чтобы облегчить перемещение. В шве
^Песчаная подушнп
Фиг. 16. 9. Жесткая железобетонная или
предварительно напряженная плита днища
при хорошем грунтовом основании и песча-
ной подсыпке
490
помещают слой вязкой битуминозной массы, например «игаскита», тол-
щиной в 6—8 мм. При бетонировании стенки нужно наблюдать за тем,
чтобы отдельные кусочки гравия не вдавливались глубоко в эту битуми-
нозную массу. Поэтому бетон следует по возможности все время подби-
вать сбоку; его нельзя попросту засыпать сверху на шов. Если заполнение
шва сохраняет одинаковую
толщину, то стенка равно-
мерно благодаря своему
весу вдавливается в эту
массу. Давление стенки
на битум при этом всегда
больше, чем давление во-
ды в наполненном ре-
зервуаре, в результате
{Слои армированного
\\rnapnpem- бетона - 5сн
Фиг. 16. 10. Применение тонкой сферической
оболочки в качестве днища предполагает
наличие однородного грунта в основании
Фиг. 16. 11. Применяемая фир-
мой «Прилоуд» (США) в каче-
стве днища для больших резер-
вуаров тонкая армированная тор-
кретная мембрана (5 см)
чего шов становится безупречно плотным. На фиг. 16, 12 показана
конструкция такого шва для резервуара с наружной обмоткой. Поэтому
фундамент непосредственно под швом не выступает за край стенки,
для того чтобы обмотку можно было довести до низу, до самого
Защитный
слой тар/г-^
рёт-бвтона
V-4
Стальная к
трцбкаФдммУ
д соету; *'
после нагне-
тания растдо*\
ра занимается t
лотом зачекани-
баетсй ,
Толщина стенки
/ у ^o/jaca из этернита Вследствие обжатия
//Спои битума за за о уменьшается
L^_ (Игасьит илидрх с 5см dp Зсм
В зоне расположения
анкерных устройств
натягиваемых стерж-
ней хомуты,образую
сцие в плане крест
Придяэоть п мим пат*
гидаемые стержни
¦ Край стены после
{/натяжения арматуры
l Ьитимная замазкаt
I укладываемая послр
.обжатия стенка
Трехгранная / \
рейна 3*3см' -Ч
Фиг. 16. 12. Конструкция подвижного шва между стенкой и кольцевым фунда-
ментом, который здесь не выступает за стенку, так как имеется в виду исполь-
зование обмоточной машины BBRV
491
шва. Элементы натянутой арматуры для вертикального обжатия стенки
заканчиваются у самого шва.
Устройство такого шва обеспечивает также стецку резервуара, в слу-
чае если он долгое время остается порожним, не заполненным, от
повреждений вследствие проявления усадки и ползучести.
При расчете нужно обратить внимание на то, что в шве сохраняется
сопротивление обжатию стенки. По американским данным, коэффициент
трения в шве можно принимать равным |л ==0,5.
Приводимая ниже табл. 16. I была опубликована фирмой «Прилоуд»
для предварительного определения размеров напряженно армированных
резервуаров; она показывает, насколько могут быть уменьшены толщины
стенки благодаря предварительному напряжению. Из практических
соображений (укладка и уплотнение бетона) не следует все же назна-
чать толщину меньше 12 см. В высоких резервуарах стенка книзу утол-
щается. Малую толщину стенки следует выбирать лишь для резервуаров,
подвергающихся равномерному давлению воды. Если же резервуар засы-
пается снаружи землей, то рекомендуется считаться с необходимостью'
запаса на воздействие изгибающих моментов, вызванных неравномер-
ностью давления.
Таблица 16. Г
Емкость в л&1
378
945
1890
2 835
3 780
5 670
7 570
9 450
18 900
37 800
А
12,5
16,9
21,35
24,4
26,95
30,8
33,85
36,4
46
57,9
В
3,15
4,3
5,35
6,1
6,7
7,8
8,55
9,15
11,45
14,5
с
1,56
2,11
2,67
3,05
3,36
3,86
4,23
4,55
5,75
7,24
Размеры в
D
0,12
0,12
0,12
0,12
0,12
0,12
0,12
0,22
0,22
0,22
Е
0,12
0,12
0,12
0,15
0,18
0,23
0,24
0,26
0,44
0,74
м
F
0,05
0,05
0,05
0,05
0,05
0,05
0,05
0,05
0,05
0,05
G
0,05
0,05
0,05
0,05
0,Г5
0,05
0,06
0,06
0,1
0,11
н
0,2
0,22
0,3
0,36
0,38
0,43
0,48
0,51
0,69
0,89
'
0,15
0,15
0,17
0,19
0,22
0,25
0,27
0,30'
0,38
0,49'
Примечание. Экономически выгодное в условиях США отношение В : Л = 1 : 4.
Применение для покрытий резервуаров сферических или конических
оболочек в силу их незначительной толщины требует наименьшего рас-
хода материалов. Зато при этом обходятся дороже опалубка и подмости;
покрытия такого вида имеет смысл применять лишь в тех случаях, когда
предстоит строительство нескольких одинаковых резервуаров.
Распор оболочки воспринимается устройством достаточной обмотки
опорного кольца или установкой нескольких расположенных близко друг
к другу элементов натянутой арматуры.
О расчете конических оболочек из предварительно напряженного же-
лезобетона см. также [77].
Если резервуары засыпаются сверху, то не следует устраивать обо-
лочку покрытия слишком тонкой, так как уже при засыпке и позже
492
никогда нет полной уверенности в том, что слой засыпки имеет всюду
одинаковую толщину и одинаковый вес. Таким образом, хорошо прида-
вать оболочкам известную жесткость в отношении изгиба для восприятия
неравномерной нагрузки. Эта мера позволяет избежать многократно слу-
чавшихся разрушений слишком тонких оболочек.
При хорошем грунте и постройке одного резервуара рекомендуются
плоские безбалочные покрытия. Сопряжение стенки с плитой покрытия
при этом можно выполнить со швом или без него в зависимости от
"Фиг. 16. 13. Круглый резервуар Гарцевского водопровода с плоским покрытием,
свободно опертым на верхний край стенки, емкостью 15 000 м*\ построен фирмой
«Мельдерс и К°» (Гильдесгейм)
размеров и назначения резервуара. Бесшовная конструкция не приводит
при этом к таким большим моментам, как в нижнем краю стенки, так
как предварительное напряжение в верхней части резервуара должно
быть лишь незначительным. На фиг. 16. 13 приведены разрезы большого
резервуара для воды в Петце (Гильдесгейм) диаметром 62,4 м с безба-
лочным покрытием. Возможны, конечно, и другие способы опирания
покрытия, например на концентрические стенки, которые одновременно
подразделяют на части резервуар, или с помощью широкополых балок.
В покрытиях, выполненных в виде оболочек, лазы следует распола-
гать по возможности по кругу, чтобы не нарушать чрезмерно распределе-
ние напряжений в тонкой оболочке.
493
Покрытия больших резервуаров для воды, защищенных засыпкой в.
целях термоизоляции, довольно дороги. Термоизоляцию можно обеспечить
также при помощи ячеистого бетона или пробки.
Так как пористый бетон, например из вермикулита, недостаточно про-
чен, то он не пригоден для плит или оболочек, подвергающихся сжимаю-
щим напряжениям; зато его можно использовать в покрытиях висячей
Фиг. 16. 14. Покрытие резервуара висячей конструкции, выполненное из легкого
бетона, который одновременно служит теплоизоляцией
конструкции, к тому же его модуль упругости очень низок. На фиг. 16. 14
представлено покрытие такой конструкции с центральной грибовидной
опорой. Возможны и другие типы покрытий висячей конструкции в зави-
симости от размера резервуара.
16. 12. ПРЕДВАРИТЕЛЬНОЕ НАПРЯЖЕНИЕ РАЗДЕЛЬНЫМИ
АРМАТУРНЫМИ ЭЛЕМЕНТАМИ
В Европе в некоторых случаях предварительное напряжение стенок
круглых резервуаров осуществляли при помощи одиночных арматурных
элементов арматуры, которые анкеровались по четвертям окружности
494
Фиг. 16. 15. Обжатие цилиндриче-
ской стенки резервуара одиночными
натянутыми элементами, охватываю-
щими Ч\ окружности, приводит к
неравномерному распределению уси-
лий предварительного напряжения
(фиг. 16. 15). Концы элементов перекрываются на наружных вертикаль-
ных ребрах, в которых размещаются анкерные устройства. При этом тре-
буется много времени для создания предварительного напряжения, а
также значительное количество анке-
ров; кроме того, при таком способе не
достигается равномерность напряже-
ний, так как уже при коэффициенте
трения р/ = 0,3 сила натяжения меж-
ду ребрами на 30% ниже, чем в месте
натяжения. Тонкостенные круглые ре-
зервуары, однако, довольно чувстви-
тельны к неравномерному предвари-
тельному напряжению. Чтобы этого
избежать, делят окружность при на-
значении мест установки анкеров на
большое число частей, например на
восемь или на двенадцать, и устанав-
ливают арматурные элементы с взаим-
ным перекрытием на длине одного
участка между анкерами (фиг. 16. 16).
Это позволяет уменьшить различия в
силе натяжения, в результате чего до-
стигается равномерное предваритель-
ное напряжение. В противовес боль-
шим затратам, связанным с необходи-
мостью натяжения многих концов,
здесь имеется то преимущество, что не нужна наружная торкретная шту-
катурка: Элементы натягиваемой арматуры целесообразно закладывать
близко от наружной поверхности с за-
щитным слоем бетона 3—4 см. Рассто-
яние между арматурными элементами
по вертикали не должно быть слишком
велико.
16. 13. СПОСОБЫ ОБМОТКИ
В США давно начали применять
обмотку резервуаров непрерывной натя-
нутой проволокой. Фирмой «Прилоуд»
(Нью-Йорк) [103] разработана для
этой цели показанная на фиг. 16. 17
машина; машина подвешена на по-
движной тележке, опирающейся на
верхний край резервуара, и приводится
в движение дизель-мотором, который
перемещает машину при помощи бес-
конечного стального троса, идущего во-
круг резервуара. Трос удерживается на
стенке резервуара благодаря трению.
Проволока при намотке на резер-
вуар протягивается через волочильный
фильер; таким образом, проволока
лишь в процессе обмотки приобретает
окончательный диаметр и повышенную прочность. Сила натяжения соот-
ветствует, таким образом, сопротивлению волочения, которое зависит от
Фиг. 16. 16. Применяя натягивае-
мую арматуру в виде элементов,
охватывающих каждую хи длины
окружности, с перепуском концов ар-
матурных элементов или охватывая
каждым элементом еще меньшие доли
длины окружности (Vo окружности
при 12 упорных ребрах и т. д.), мож-
но получить и при одиночных элемен-
тах равномерное предварительное
напряжение
495
предела прочности проволоки до протяжки и от отношения диаметра этой
проволоки к диаметру волочильного глазка.
Через определенные промежутки проволока закрепляется на стенке ре-
зервуара, чтобы в случае обрыва не произошло отставание всей обмотки
от стенки. С помощью машин такого типа были построены многие тысячи
резервуаров диаметром до 70 м и высотой до 30 м. Со временем скорость
Фиг. 16. 17. Машина для обмотки резервуаров проволокой (фирма
«Прилоуд», Нью-Йорк) в процессе обмотки резервуара диаметром
40 м и высотой 17 м, Анкеровка проволок устраивается через
каждые 10 витков
машины при обмотке возросла до 16 км/чае, так что за 8 час. можно
натянуть приблизительно 5 т проволоки.
На фиг. 16. 18 показан процесс торкретирования стенки резервуара с
трубчатых лесов, которые вместе с устройством для торкретирования
передвигаются на грузовой автомашине вокруг резервуара.
Швейцарский инженер Фогт разработал в 1950 г. значительно более
легкую1 и более простую машину для обмотки резервуара натянутой
проволокой (обмоточная машина ББРФ). Для привода достаточен мотор
мощностью 5 л.с, установленный вверху на подвижной тележке, которая
связана при помощи легкой решетчатой балки с центром резервуара (фиг,
16. 19). По наружной стенке резервуара катятся лишь колеса обмоточ-
ного приспособления. Принцип создания натяжения состоит в том, что
подлежащая натяжению проволока сматывается с ролика, длина окруж-
ности которого меньше длины окружности колеса обмоточной машины,
катящегося по резервуару, на величину удлинения, соответствующего же-
лаемому натяжению. Колеса обмоточного приспособления прижимаются
к резервуару при помощи бесконечной цепи натянутыми пружинами и
1 Вес без поворотной стрелы 910 кг.
496
приводятся в движение вертикальным валом, на котором фиксируется
шаг обмотки. Бухта натягиваемой проволоки помещается наверху около
тележки; для достижения необхо-
димого сопротивления трения про-
волока пропускается 2—3 раза во-
круг ролика, с которого она сбе-
гает (фиг. 16. 19, б).* В резервуа-
рах с большим диаметром пово-
ротную стрелу с осью в центре
можно не делать (фиг. 16. 20).
Диаметр применяемой прово-
локи из Ст. 180 составляет 4 мм.
? помощью этой машины наматы-
вается в течение часа приблизи-
тельно 100 кг проволоки. Наи-
меньший диаметр резервуара, при
котором можно вести намотку, ра-
вен 5 м\ верхний предел состав-
ляет приблизительно 100 м. Что
касается высоты, то уже обматы-
вались с успехом резервуары высо-
той до 24 ж
Начало проволоки крепится на
штыре, заделанном в бетон. После . 1fi 10 _
on in отттт^г» л^;»^^ггтт ™^™™ Фи'г- 16. 18. Торкретирование стенки с по-
20-30 витков обмотки проволока дви'жных трубчатых лесов (фирма «При-
снова закрепляется на забетони- лоуд», Нью-Йорк)
:f-".^- ¦¦¦¦•¦ ¦>*'*::.*¦¦¦¦¦-¦;¦ .;¦-¦-:^ 1.:^НШ
Р".>)Ш'--^
Фиг. 16. 19. Машина для обмотки резервуаров системы ББРФ -
а — общий вид машины с вращающейся стрелой, на которой укреплена бухта про-
волоки; строительство резервуара диаметром 25 м в Регенсбурге; б — обмоточный
аппарат на конце жесткого приводного вала
32 — 3206
49?
рованных штырях или при -помощи клиньев. Стыки проволок конструиру-
ются, как описано в 3. 37.
Для проведения обмотки резервуара должен быть составлен график
которым устанавливаются расстояние между проволоками и порядок об^
мотки, т. е. нужно ли ее проводить сразу или несколькими ступенями,.
сверху вниз или снизу вверх. Про-
водя обмотку ступенями, можно из-
бежать слишком больших перерезы-
вающих сил и моментов в местах пе-
рехода от обмотанной части к еще не
обмотанной.
При большом давлении воды или
при покрытиях в виде пологих обо-
лочек требуемое предварительное на-
пряжение может столь возрасти, что
между отдельными проволоками не
остается желательный для оштука-
туривания зазор 4—5 мм. Эти зазоры
обязательно нужны, так как в про-
тивном случае неизбежные во многих
местах промежутки между проволо-
кой и стенкой (из-за отклонения
фактической поверхности стенки, об-
разованного досками опалубки, от
правильной цилиндрической поверх-
ности) при торкретировании не за-
полняются, и проволока может там'
заржаветь. Ничто не мешает нанести
на первый ряд обмотки тонкий и ров-
ный штукатурный слой и после его
незначительного затвердения присту-
пить к намотке следующего ряда про-
волоки. Торкретная штукатурка дол-
жна покрывать наружный слой про-
волоки по крайней мере на 15 мм.
Штукатурку целесообразно наносить при наполненном резервуаре, чтобы
предохранить ее от растягивающих напряжений из-за удлинения стенки
резервуара вследствие давления воды.
Фиг. 16. 20. Обмоточная машина BBRV,
движущаяся без помощи стрелы непо-
средственно по верхней грани стенки
(резервуар в Петце, см. фиг. 16. 13)
16. 14. ПРЕДВАРИТЕЛЬНОЕ НАПРЯЖЕНИЕ ПО ПРИНЦИПУ
ОСАЖИВАНИЯ ОБРУЧЕЙ
Третий и самый простой способ — это создание предварительного на-
пряжения по принципу осаживания обручей — разработан В. Бауром*
(Штуттгарт) [210]. Стенка резервуара выполняется с уклоном 1 ; 12-М : 15.
Она армируется обычным образом лишь для восприятия моментов за-
делки в днище (фиг. 16. 21).
После затвердения бетона на стенке снаружи, на расстоянии ог
30—50 см друг от друга, закрепляют вертикальные стальные стержни,,
облегчающие скольжение. Поверх этих стержней наматывается без пред-
варительного напряжения подлежащая натяжению проволока, лучше в,
виде прядей, состоящих из двух или трех проволок диаметром 2—3 мм
из Ст. 180. При этом необходимо сохранить точно устанавливаемое про-
ектом положение обмотки по высоте; это осуществляется с помощью забе-
тонированных так называемых направляющих штырей. Начало и конед.
498
прядей анкеруются посредством закладки их в забетонированные трубы
и заливки цементным раствором. Промежуточные анкеровки не допу-
скаются.
Натяжение производится просто тем, что все проволочные обручи
равномерно сдвигают вниз (фиг. 16. 22), пока благодаря уклону стенки
Земляная засыпка поберх,
nynonat макс f м
Венец из бетона, I45
после натя/кениягЛ^
удалить
z.^~J^-~?Z>Ниша для пропуска труд
и очистки
Тощий бетон
Фиг. 16. 21. Резервуар конической формы для создании предварительного
напряжения по методу осаживания обручей (метод В. Баура)
резервуара не возникнет желаемое удлинение проволоки и тем самым
требуемая сила натяжения. Необходимое для натяжения проволок верти-
кальное перемещение обмоток легко рассчитать из удлинения при натя-
жении и уклона. При этом поступают так: приблизительно через каждую
}]ъ окружности резервуара и примерно на Vs перемещения для натяжения
несколько человек одновременно сколачивают вниз одно за другим
3—4 проволочных кольца. При этом разрешается употреблять инструмент
лишь из мягкой стали, чтобы не
повредить проволоку. Натяжение
идет относительно легко, если в
качестве стержней, облегчающих
скольжение, применить не слиш-
ком мягкие стальные полосы.
Опыт показал, что целесообразно
для этой цели подвергать холод-
ной прокатке на прокатном стане
обычные арматурные стержни
диаметром 7—8 мм, чтобы полу-
чить плоскоовальное сечение, при
этом окалина отпадает, и поверх-
ность полос становится гладкой.
Что касается числа и вида стер-
жней, облегчающих скольжение,
то следует наблюдать за тем,
чтобы поперечное сжатие, дейст-
вующее на натягиваемую сталь-
ную проволоку, не было слишком
велико. Стержни, облегчающие
скольжение, ни в коем случае не
должны быть слишком твердыми, так как иначе натягиваемые прово-
локи могут получить при скольжении надрезы.
Фиг. 16. 22. Резервуар фиг. 16. 21 перед
натяжением проволочной обмотки, осуще-
ствляемым посредством осаживания колец
вниз по вертикальным стержням. Наверху
виден бетонный венец
32*
499
Если покрытие выполнено в виде оболочки, то нужно по ее краю
устроить бетонный венец, чтобы можно было сместить проволоки обмотки
верхнего края на величину их перемещения при натяжении (фиг. 16. 22).
По краю необходима узкая обмотка для восприятия распора оболочки.
Штукатурка торкретированием устраивается так же, как описано
в 16. 13.
Натяжение проволоки по указанному способу пригодно для резервуаров
диаметром до 18 ж; до конца 1953 г. оно было с успехом применено при-
мерно для 25 резервуаров. Большое преимущество этого способа в том,
что для относительно незначительного количества натягиваемой прово-
локи в подобного рода резервуарах не приходится применять никаких
дорогих приспособлений. Работы по натяжению арматуры резервуара
вместимостью 1 000 м3 могут быть выполнены восемью рабочими при-
мерно в течение 3 рабочих дней по 8 час.
1& 15. ПРЕДВАРИТЕЛЬНОЕ НАПРЯЖЕНИЕ С ПОМОЩЬЮ ВЕРТИКАЛЬНЫ!
плоских ДОМКРАТОВ
Было предложено для предварительного напряжения круглых резер-
вуаров распределить по окружности резервуара и забетонировать по
крайней мере восемь вертикально расположенных плоских полосовых
домкратов (капсюль) и после затвердения бетона стенки создавать во
всех них одновременно давление (фиг. 16. 23).
Фиг. 16. 23. Расположенные по окружности плоские дом-
краты для натяжения арматуры круглых резервуаров
Гладкая натягиваемая проволока, защищенная битуминозным по-
крытием, по 7. 11, помещается снаружи от этих полосовых домкратов
в бетонной стенке. Расстояние между двумя соседними домкратами не
должно превышать 5—8 м, для того чтобы сопротивление скольжению
не было слишком велико.
Сила натяжения при одинаковой ширине полосовых домкратов по-
всюду одинакова. Если нужно, чтобы сила натяжения по высоте умень-
шалась ступенями, то соответственно должна уменьшаться ширина поло-
сового домкрата. Между стенкой и дном следует устроить шов, так как
длина окружности стенки при предварительном напряжении увеличи-
вается на величину удлинения витка проволоки; соответственно увеличи-
вается и диаметр резервуара. По той же причине перекрытие резервуара
можно осуществить лишь после натяжения.
Ширина полосового домкрата после накачивания должна составлять
от 7з до lU толщины стенки резервуара, чтобы бетон, уложенный в швы
для натяжения, после затвердения мог принять на себя кольцевую ежи-
500 *@*
мающую силу от предварительного напряжения, Бетон стенки соответ-
ственно не может быть использован в высокой степени. Домкраты для
предохранения от коррозии нужно затем заполнить цементным раствором
или извлечь. Этот метод практически еще не проверен.
16. 2. НАПРЯЖЕННО АРМИРОВАННЫЕ ЖЕЛЕЗОБЕТОННЫЕ
ТРУБЫ
16. 21. ОБМОТКА ТРУБ ПОСЛЕ ЗАТВЕРДЕНИЯ БЕТОНА
Идея напряженно армированного железобетона была очень рано при-
менена к трубам. Швейцарский инженер Зигварт еще до 1910 г. произво-
дил обмотку труб натянутой проволокой, причем напряжение арматуры
доводилось до 6 250 кг!см? [27].
Примерно в то же время Цисслер в Германии также обматывал бе-
тонные трубы натянутой проволокой.
Дальнейшая разработка проводилась Вианини (Рим) и Эд. Цюблин
(Штуттгарт-Кель) в связи с изготовлением железобетонных труб на цен-
тробежных установках. Начатые в 1924 г. этими фирмами опыты дали
приблизительно к 1930 г. практические результаты [15, 17].
Трубы, изготовленные на центробежных установках, особенно при-
годны как исходный материал для предварительного напряжения, так как
бетон при центробежном методе получается исключительно прочным и
плотным. Предел прочности такого бетона составляет 600—900 кг/см2.
Поэтому железобетонные трубы, изготовленные центробежным методом,
можно применять для напорных линий при умеренном давлении и без
предварительного напряжения; они оправдывают себя в таком примене-
нии уже в течение 30 лет. Применение предварительного напряжения
позволяет трубе воспринимать довольно высокое внутреннее давление.
Зигварт в 1910 г. подвергал трубу диаметром 20 см давлению до 58 ати,
после чего появилась первая трещина. Таким образом, предварительно
напряженные железобетонные трубы можно с достаточной надежностью
применять для рабочего давления от 20 до 30 ати. Сжимающие напряже-
ния в бетоне можно доводить приблизительно до 130—200 кг/см2, так что
оказываются достаточными относительно малые толщины стенок. Для
обмотки большей частью употребляется тянутая гладкая проволока из
Ст. 180, предварительное напряжение которой доводят до 100 кг/мм2.
Потери предварительного напряжения от усадки и ползучести принимают
равными 15—16 кг/мм2, что является относительно высоким значением
для труб, которые в процессе эксплуатации постоянно наполнены водой и
уложены в грунте.
Предварительно напряженные железобетонные трубы в сравнении с
другими видами напорных труб имеют то большое преимущество, что они
не разрушаются при временной перегрузке. Опытами многократно дока-
зано, что трубы при чрезмерном давлении, правда, разрываются, но тре-
щина, из которой вырывается вода, препятствует дальнейшему повыше-
нию давления наподобие клапана; как только исчезает избыточное давле-
ние, трубы снова становятся безукоризненно плотными, так как трещины
закрываются и сжимаются полной силой. Это свойство самозалечивания,
которым обладает предварительно напряженный железобетон, приобре-
тает здесь особую ценность. Конечно, указанный эффект проявляется
лишь тогда, когда отношение площади сечения стенки к площади сечения
натянутых проволок не слишком велико.
Существует несколько методов обмотки. Вообще проволока закреп-
ляется соответствующим образом на конце трубы и натягивается, напри-
501
-/
Тормоз
1 Натяжной груз G^V
Фиг. 16. 24. Изготовление предварительно напряженных железобетонных
труб. Проволока при обмотке натягивается посредством грузов (схемати-
ческий чертеж)
Фиг. 16. 25. Обмоточная машина фирмы «Эд. Цюб-
лин» (Кель) для предварительного напряжения труб,
изготовленных центробежным методом
Фиг. 16. 26> Схема обмоточного приспособления, в котором устранены мо-
менты, изгибающие трубу, возникающие от сил натяжения проволоки
(по Вийнстра, Голландия)
мер, при помощи грузов до желаемого напряжения. Трубу устанавливают
згак, что она может вращаться, и вращают ее таким крутящим моментом,
который соответствует силе натяжения проволоки, умноженной на радиус
трубы. Затрачиваемая работа, таким образом, определяется диаметром
трубы. Шаг обмотки обеспечивается шпинделем с независимым от трубы
^приводом. На фиг. 16. 24 показана схема принципа обмотки, применяе-
мого фирмой «Цюблин». Она имеет то преимущество, что можно точно
установить силу натяжения проволоки и что она постоянна. На фиг. 16.25
показана эта установка, примененная на трубном заводе в Келе.
Фиг. 16. 27. Обмоточная машина «Прилоуд» на англий-
ской фабрике труб. Виден шпиндель, задающий шаг
обмотки, и волочильное устройство для проволоки
На фиг. 16. 26 дана схема устройства для обмотки, где исключены
изгибные напряжения трубы [139].
В США предварительно напряженные железобетонные трубы произво-
дятся рядом фирм, в том числе главным образом «Лок Джойнт Пайп» и
«Америкен Пайп энд констракш компани». Успешно работающая в обла-
сти строительства резервуаров фирма «Прилоуд» также применяет свой
способ в производстве предварительно напряженных железобетонных
труб, причем сила натяжения проволоки и в этом случае создается сопро-
тивлением волочильного фильера. На фиг. 16. 27 показан общий вид разра-
ботанной фирмой «Прилоуд» машины для обмотки труб диаметром в свету
90 см, установленной на одной английской фабрике (Вест Чешир). Наи-
больший диаметр труб, выпускаемых фирмой «Прилоуд», составляет
2,1 м; в Италии производятся трубы диаметром 2,85 м.
Недавно начали использовать также метод обмотки ББРФ (ом. 16. 13)
для производства труб. Преимущество этого способа в том, что затрачи-
ваемая энергия не зависит от диаметра трубы. Трубы обматываются в
вертикальном положении.
Для предохранения проволоки от коррозии на обмотку наносится тон-
кий слой цементной штукатурки; достаточно, чтобы толщина покрытия
составляла 10—15 мм. Так как при торкретировании труб, особенно
труб малого диаметра, возникают большие потери материала, были
разработаны особые штукатурные машины. То, что способ дает хорошее
сцепление, было доказано многократными испытаниями на давление: про-
волоки перерезались, но они не проскальзывали. Цюблин в одном
503
испытании перерубил 15 рядом лежащих витков проволоки, и только тогда
рабочее давление в 15 ати привело к образованию трещины. Предпосыл-
кой для получения такого сцепления является, конечно, то, что проволока
была свободна от волочильной смазки и т. п.
Обычно изготовленные центробежным методом железобетонные трубы
производятся без продольного обжатия, так как возникающие в них
незначительные продольные напряжения могут быть восприняты обычной
арматурой; к тому же она при обмотке препятствует удлинению трубы от
кольцевых сжимающих напряжений и создает в бетоне продольное сжа-
тие. Однако, если необходимо, можно подвергнуть натяжению располо-
женные продольно арматурные элементы, опираясь либо на форму, либо
на тело трубы.
Необходимые капитальные вложения для производства таких труб
довольно высоки.
16. 22. ТРУБЫ С НАТЯНУТЫМИ ДО ЗАТВЕРДЕНИЯ СТАЛЬНЫМИ
ЭЛЕМЕНТАМИ
Фрейсине удалось в 1935 г. решить трудную задачу «атяжения спи-
ральной арматуры труб до затвердения бетона. Акционерное общество
«Вайсе и Фрейтаг» получило право на изготовление таких труб для Гер-
мании и в 1938—1939 гг. соорудило завод по производству предварительно
напряженных железобетонных труб во Франкфурте-на-Майне. К- Ленк
подробно описал это производство труб [53]. Трубы имеют диаметр а
Наружная
стальная форма
Резина
Прокладки из стали,
/ дерева и резины (пос -
прение нр показаны)
бетонная труба
Стальные ленты
Резина
внутренняя
стальная форма
Фиг, 16. 28. Часть поперечного разреза формы для изго-
товления напорных труб по способу Фрейсине (схема)
свету 80—120 см при толщине стенки 5—7 см и длине 6 м; изготовляются в<
вертикальном положении. В соответствии с предъявляемыми к ней разно-
образными требованиями форма для изготовления труб довольно сложна;
схема ее показана на фиг. 16. 28, Резиновые оболочки служат для того,
чтобы приложить к бетону после вибрирования радиальное давление и
таким образом выжать из бетона избыточную воду через промежутки
между упорными пластинками. Арматура устанавливается в ненатянутом
виде до бетонирования, как готовый каркас в виде сетки. Продольные
стержни натягивают, опираясь на стальные упорные пластинки. Кольце-
вая арматура закладывается на расстоянии приблизительно 8 мм от обра-
зованной стальными пластинками наружной опалубки. Бетон подверг
504
¦*v.-;';:'--:s:vf-.v!":\: ... i^H^svV^-:-
йШ'
РЯ.^......™,Г. . ...,^ .¦
f$
.¦.¦¦'«f?>,...-r ''¦:s?r:-..-lfV'
ют--'ъ-Ч \MS&.
тшм щ.
¦/¦¦:Щ
¦?ф.:Ч
¦S?v:.
-199
.. Vw'-""0^
гается сильному вибрированию,
прессованию и прогреву паром, ко-
торый впускается в зазоры фор-
мы. Предварительное напряжение
кольцевой арматуры создается
тем, что повышают давление жид-
кости на внутреннюю резиновую
оболочку, а на наружную — сни-
жают. При этом диаметр трубы
увеличивается на величину, соот-
ветствующую удлинению кольце-
вой арматуры. Для создания пред-
варительного напряжения нужно
использовать тот момент в про-
цессе затвердения, когда проволо-
ка захватывается бетоном, но, с
другой стороны, бетон еще на-
столько пластичен, что выдержи-
вает увеличение диаметра.
По прошествии 2—3 час. про-
паривания бетон достигает доста-
точной прочности, чтобы можно
было передать на него предвари-
тельное напряжение. Производ-
ство трубы продолжается, таким
образом, лишь 4—5 час. Труба
подвергается испытанию при по-
вышенном эксплуатационном дав-
лении.
Для этих труб применяется арматура из твердой стали марки Ст. ПО,
которая натягивается до 6 000 /сг/сж2. На фиг. 16. 29 представлено обору-
дование завода по изготовлению
труб; слева виден верх находящейся
под перекрытием формы с установ-
ками для натяжения и пропарива-
ния, а справа, над открытой фор-
мой, висит арматурный каркас и:
позади него — внутренняя резино-
вая оболочка. На фиг. 16. 30 изо-
ШШГ^'^^Т^ЩШШ^^ш^ бражена готовая труба. Этот спо-
соб требует высоких капитальных
затрат и из-за дороговизны форм
применим к одновременному изго-
товлению небольшого числа труб
разных диаметров.
Фиг. 16. 29. Внутренний вид завода акцио-
нерного общества «Вайсе и Фрейтаг»
(Франкфурт) для изготовления предвари-
тельно напряженных железобетонных труб'
по способу Фрейсине
-.¦¦ ¦VWv1'*-':':'-'™?.:?';
;.:,.-.WV? ч-#..--
Фиг. 16. 30. Готовая напорная труба, изго-
товленная по способу Фрейсине (акцио-
нерное общество «Вайсе и Фрейтаг»)
16. 23. СТЫКИ ТРУБ
Труднейшей задачей при изго-
товлении трубопроводов из пред-
варительно напряженных железо-
бетонных труб с высоким внутрен-
ним давлением представляет собой
соединение труб. Так как здесь мы
собираемся лишь поверхностно кос-
SOS
нуться этой области, то ограничимся описанием двух оправдавших себя
типов соединений.
1. Муфта Фойта для гладких труб представляет собой кольцо из ли-
стовой стали, кромки кольца скошены внутрь, так что с обеих сторон его
можно плотно запрессовать клинообразные резиновые кольца. Запрес-
совка производится с помощью винтов через так называемые стяжные
кольца и кольцевые проволочные спирали (фиг. 16. 31).
Фиг. 16. 31. Муфта Фойта для плотного соединения двух
гладких напряженно армированных железобетонных труб
2. Раструбные соединения с резиновым уплотнением применяются
преимущественно для труб, изготовленных центробежным методом. Рези-
новое уплотнение можно установить либо в вертикальном положении
(Вианини), либо в горизонтальном (Цюблин). В горизонтальном поло-
жении резина наклеивается на бетонную трубу. Бесшовное резиновое
Натягибармар арматура патягибаемая арматура
Фиг. 16. 32. Резиновое уплотнение в раструбном соединении труб; слева — конструк-
ция Цюблина; справа — конструкция Вианини
кольцо имеет форму, характерную для манжет гидравлических прессов.
Находящаяся под давлением вода прижимает обе кромки манжеты к бе-
тонным стенкам и таким образом обеспечивает уплотнение соединения
даже при очень высоких давлениях. Устойчивость резины против старения
доказана опытом. Горизонтальная установка кольца имеет еще и то пре-
имущество, что в стыке труб возможны значительные угловые смещения
без нарушения плотности (фиг. 16. 32).
16. 3„ ДОРОЖНЫЕ ПОКРЫТИЯ ИЗ НАПРЯЖЕННО
АРМИРОВАННОГО ЖЕЛЕЗОБЕТОНА
16. 31. ОБЩИЕ ЗАМЕЧАНИЯ
На обычных бетонных покрытиях дорог неприятным является наличие
многочисленных швов, особенно поперечных, необходимых для того, чтобы
предохранять плиты от образования трещин. В последнее время начали
506
опасаться того, что при растущих давлениях на колесо машин с течением
времени в неармированных или слабо армированных плитах будут обра-
зовываться трещины. Армирование, которое обеспечивало бы восприятие
всех расчетных усилий, было бы слишком дорогим. Поэтому возникает
мысль придать бетонным плитам нужную сопротивляемость посредством
предварительного напряжения. Однако применение предварительного на-
пряжения в этой области находится еще в самой начальной стадии. Лишь
для покрытий аэродрЪмов Фрейсине уже давно дал хорошо продуманное
решение, которое он применил на практике (см. 16. 32).
Прежде чем говорить о конструктивных решениях, рассмотрим основ-
ные принципы расчета предварительно напряженных покрытий дорог.
16. 32. НАПРЯЖЕНИЯ В БЕТОННЫХ ДОРОЖНЫХ ПОКРЫТИЯХ
Плиты дорожных покрытий подвергаются следующим воздействиям.
1. Температурные изменения и усадка вызывают продольные дефор-
мации, развитие которых задерживается из-за трения между плитой и
грунтом. Сопротивление трения порождает напряжения, зависящие от
объемного веса плиты у, от коэффициента трения и от расстояния х
рассматриваемой точки от свободного края. Толщина плиты выпадает
при делении силы на площадь. Поэтому напряжение будет
Для уменьшения [х можно, как это обычно делалось до сих пор при
постройке бетонных дорог, поместить под плитой слой песка, хорошо раз-
ровнять его и покрыть бумагой. Тогда можно рассчитывать, что ц соста-
вит от 0,5 до 1. Равномерно зернистый песок крупностью до 3 мм с ма-
лым содержанием мельчайших фракций приводит к меньшему трению,
чем щебень или слишком мелкозернистый песок. Бумажная прокладка
одновременно обеспечивает получение более или менее гладкой нижней
поверхности.
Наибольшее напряжение возникает посредине плиты, следовательно,
в точке 1/2. Оно достигает при у = 2,4 т/мг следующих значений:
L в м | 100
Напряжения в кг/см2:
при и- = 0,5
. Р => 1
-Ь 6
±12
150
-Ь 9
±18
200
+12
±24
Если скольжение плиты полностью исключено, то напряжение, возни-
кающее из-за изменения температуры или от усадки, будет равно
ax — BgEbMm
Если, учитывая пластичность бетона, принять ?ь = 200 000 кг/см2, то
изменение температуры на 20°С даст напряжение в 48 кг/см2.
2. Температурный перепад или различия в величине усадки по тол-
щине плиты стремятся вызвать ее изгиб, который, однако, отчасти уничто-
жается изгибающим моментом от собственного веса плиты. С другой сто-
роны, грунт деформируется в зависимости от его коэффициента постели,
В результате возникают продольные и поперечные напряжения, из кото-
рых нас интересуют главным образом продольные нормальные напряже-
ния, поскольку мы имеем дело с узкими полосами.
507
Различия в температуре и усадке зависят от климата и толщины плит.
В бетонных плитах немецких автострад измеренные разности температур
на верхней и нижней поверхностях для толщины 22 см доходят до
18°С [30]. При проектировании плит толщиной 25 см в неблагоприятном
климате США исходят из максимальной разности температур в 22,5°С.
При указанных условиях немецких автострад максимальные напряжения
составляли от 30 до 35 кг/см2. По формуле Вестергарда [9] в плитах тол-
щиной 20 см при разнице температур в 18°С возникают продольные на-
пряжения от 33 до 38 кг/см2\ в плитах толщиной 25 см при Д^ = 22,5°С
напряжения составляют от 42 до 46 кг/см2. Температурные напряжения
достигают, следовательно, значительной величины; при этом коэффи-
циент постели играет здесь лишь незначительную роль (в более мягком
грунте напряжения меньше).
3. Транспортная нагрузка вызывает напряжения от изгиба, которые
зависят от величины нагрузки на колесо Р и от давления р по поверх-
ности соприкосновения колеса, а также от коэффициента постели Д*
грунта и от толщины плиты. Эти напряжения в настоящее время можно
рассчитать уже довольно точно; следует указать на работы [176, 182], где
имеются более подробные ссылки на литературу.
В нижеследующей таблице приводятся найденные по этим методам
расчета величины напряжений от изгиба. Здесь даются лишь крайние
значения коэффициентов постели и толщин плит, промежуточные значе-
ния можно оценить. Данные приведены лишь по двум классам дорог
(самым нагруженным), так как вряд ли может возникнуть вопрос о по-
крытиях из предварительно напряженных железобетонных плит для
второстепенных дорог.
Нормальные напряжения от изгиба (растяжение внизу) от транспортной нагрузки
в средней части плиты
Класс дороги
Класс 45
Нагрузка на колесо Р = 7,5 г. . .
р = 7 кг1смъ. .
Класс 60
Нагрузка на колесо Р = 10 т . . .
р = 8 кг/см2. .
Коэффициент
постели К в кг(см9
20
1
20
1
с? в кг/см2 при
4 ~ 20 см
+18
±25
4-23
±32
d = 25 ем
+14
±16
+16
+22
(Растяжение в плите внизу.)
Из этой таблицы видно, что величины напряжений от транспортной на-
грузки не столь велики по сравнению с другими возникающими в плитах:
напряжениями, несмотря на высокие нагрузки на колесо.
Все виды воздействий могут проявляться одновременно, так что напря-
жения могут складываться. На нижней поверхности плиты, следова-
тельно, при неблагоприятном сочетании растягивающие напряжения мо-
гут доходить до 70 кг/см2.
16. 38. ЦЕЛЕСООБРАЗНАЯ СТЕПЕНЬ ПРЕДВАРИТЕЛЬНОГО
НАПРЯЖЕНИЯ ДОРОЖНОГО покрытия
16. 331. В продольном направлении
Степень предварительного напряжения зависит от длины плиты, от
подстилающего слоя* от климата и в незначительной степени от транс-
портной нагрузки и толщины плиты. Поскольку предварительное напря-
508
жение создается с помощью арматуры, по экономическим причинам пред-
почитают придерживаться низшей границы, которая еще предохраняет
от трещин.
Если мы рассматриваем климатические условия Германии и при-
нятые здесь транспортные нагрузки, то по имеющемуся опыту можно
ожидать, что окажется достаточным продольное предварительное напря-
жение, которое перекрывает растягивающие напряжения от усадки и
часть напряжения от Д?. В плите толщиной 20 см, длиной 120 м, на
однородном хорошем грунте считают достаточным иметь продольное
предварительное сжимающее напряжение 20—25 кг/см2-. Это означает,
что все напряжения от транспортной нагрузки должны быть восприняты
благодаря непосредственной работе бетона, предел прочности на растя-
жение которого для хорошего дорожного бетона должен составлять по
крайней мере от 40 до 60 кг /см2.
Опыт эксплуатации бетонных покрытий автострад показывает, что эти
допущения приемлемы, так как в коротких неармированных плитах не
обнаруживается поперечных трещин.
При более благоприятных условиях, как, например, во Франции, где
разности температур и транспортная нагрузка ниже, можно обходиться
плитами меньшей толщины, а также с меньшим предварительным напря-
жением. При неоднородном грунте требуется большее предварительное
напряжение.
Более точные данные можно будет привести лишь после того, как мы
будем располагать многолетними наблюдениями над выполненными по-
крытиями.
16. 332. В поперечном направлении
На основании опыта автострад автор не считает необходимым по-
перечное предварительное напряжение плит — полос шириной до 3,75 м
при толщине не менее 20 см, если плита лежит на однородном грунте.
Конечно, отказ от поперечного обжатия существенно упрощает дело.
Необходимый при этом продольный шов может быть сконструирован как
заанкерованный ложный шов, который допускает лишь угловые пере-
мещения, требует незначительной заливки и в течение многих лет не
требует почти никакого ухода. Выкрашивание краев в таких продольных
швах также редко.
Если же, однако, ширина полосы превосходит указанную и хотят из-
бежать необходимости устройства нескольких продольных швов, напри-
мер в стартовых дорожках аэродромов, то следует применить поперечное
предварительное напряжение. Оно также необходимо, когда расширяются
имеющиеся узкие дороги, так что часть плиты покоится на более подат-
ливом грунте, как, например, опытный участок Бург-Сервас [211].
Степень поперечного предварительного напряжения определяется ожи-
даемыми напряжениями, следовательно, также и шириной плиты. Начи-
ная с ширины 6 м, для того чтобы избежать трещин, необходимо пред-
варительное напряжение от 8 до 10 кг/см2) при ширине около 12 ж —
от 10 до 14 кг/см2, а при еще более широких плитах — от 14 до 20 кг/см2.
16. S4. ПРИМЕРЫ ОСУЩЕСТВЛЕННЫХ ДО НАСТОЯЩЕГО ВРЕМЕНИ
НАПРЯЖЕННО АРМИРОВАННЫХ ЖЕЛЕЗОБЕТОННЫХ ПОКРЫТИЙ ДОРОГ
Натяжение до бетонирования исключается из-за закруглений и раз-
ницы в уровнях. Поэтому применяются, как правило, такие виды арма-
туры, которые можно натягивать после бетонирования.
509
L Для первых напряженно армированных плит въезда на мост через
Марну в Люзанси (1945—1946 гг.) были выбраны одинаковые, пе-
рекрещивающиеся под прямым углом арматурные
элементы. Длина плиты 24,9 м, толщина от 20 до 16 см, натянутая
арматура из пучков системы Фрейсине 10 0 5 мм, расстояние между
пучками 50 см, напряжение обжатия бетона продольное и поперечное
(7Ьг, = 17-г21 кг/см2.
2. Для плиты длиной 48,9 м, толщиной 15 см, устроенной на въезде
моста через Марну, в Эбли (фиг. 16. 33), были применены перекре-
Места натяжения
Фиг. 16. 33. Расположение натянутой арматуры в опытных
плитах, изготовленных в 1949 г., для моста через Марну
в Эбли (Фрейсине)
щивающиеся, расположенные по диагонали арма-
турные элементы. Эти элементы состояли из пучков по 12 прово-
лок диаметром 5 мм каждый, размещенных под углом 45° на расстоянии
1 м друг от друга; обжатие бетона в обоих направлениях составляло
приблизительно 16 кг/см2. По данным работы [211], обе плиты в 1954 г.
были еще в безупречном состоянии.
Как в Англии (плита Кроули, длиной 120 м, толщиной 15 см, 1950 г.),
так и в Германии (Мергельштеттен) перекрещивающиеся арматурные
элементы устанавливались под более острым углом к оси дороги, при-
близительно до 30°, с целью создать в продольном направлении большее
предварительное напряжение, чем в поперечном направлении. На фиг.
16. 34 показана плита длиной 120 м и толщиной 15 см конструкции
М. Лютце (фирма «Вайсе и Фрейтаг») для опытного участка дороги в
Мергельштеттене (1953 г.). Предварительное напряжение в продольном
направлении равно 26 кг/см2, в поперечном направлении — 9 кг/см2] коли-
чество натянутой арматуры — 5,8 кг/м2 [193].
Выдвигалось предложение при диагональных арматурных элементах
делать плиты толщиной лишь 8 см: такие плиты нельзя рекомендовать
по практическим соображениям даже при жестком основании.
3. Как в Англии, так и на опытном участке дороги в Мергельштет-
тене плиты длиной 120 м были подвергнуты предварительному напряже-
нию главным образом при помощи параллельных продольных
арматурных элементов (по предложению Л. Бауера) (фиг.
16. 35); продольное напряжение обжатия в этих плитах составляло от
17 до 22 кг/см2.
510
Для выполнения натяжения были предусмотрены на поперечных швах
прямоугольные ниши. Плиты толщиной 15 см армировались в попереч-
ном направлении, в основном обычной арматурой и частично предвари-
тельно напряженными проволоками диаметром 5 мм, расположенными
попарно через 0,75 м\ ложный шов был врезан в продольном направле-
нии потом; общая ширина полотна 7,5 м.
ОЙ
I
20
.172
План
¦—68 *!,72м =116,96м
ш
Обозначения
'<&&////;
>?
СХ
тяюяжтвз&яюяявювежяй^^
аз1
"VT
'20 v
~Ш- Натяжное анкерное
I устройство Т~
HenodduMtwe анкерное
устройство
ъгШт1*1
Разрез по R-R
-t,72 —н- (7?—м 172-
-172 -
-+—'¦»,
¦И^ИИ*е^л«Ж!1Ивля^^«я»^
1L
Полоса по краю
готовая
Разрез по С-С
Проезжая полоса
Поперечная <tf0 Трубчатая гильза 032
Пучок $30
Фиг. 16. 34. Расположение натянутой арматуры в изготовленной в 1953 г.
опытной плите длиной 120 ж в Мергельштеттене (Вайсе и Фрейтаг)
Л. Кофф (Нью-Йорк) в 1949 г. выполнил полы в производственном
помещении в виде напряженно армированной железобетонной плиты тол-
щиной лишь 6 см, продольные пучки которой натягивались в пазах по-
средине длины плиты посредством изображенного на фиг. 16. 366 гид-
равлического пресса с двумя захватными лапами. Схема анкерного
устройства наподобие винтовой стяжки изображена на фиг. 16. 36а.
Применяя описанные конструкции, можно осуществлять предвари-
тельное напряжение на закруглениях, впадинах и выпуклых участках,
так как боковые составляющие от натяжения арматурных элементов урав-
новешиваются противодействием бетона.
4. На аэродроме в Орли (под Парижем) Фрейсине применил в_
1945—1946 гг. для стартовой дорожки длиной 420 м и шириной 60 м
треугольные плиты с последующим натяжением по-
перечной арматуры (фиг. 16. 37). На концах дорожки,установ-
лены упоры для восприятия усилий обжатия. Упор представляет собой
511
криволинейную, работающую на растяжение, заанкерованную в грунте
напряженно армированную железобетонную плиту. Стартовая дорожка
разделена швами, расположенными под углом 45°, на равносторонние
треугольники. В швах установлены вертикальные стальные ролики диа-
метром 20 мм между пластинами из листовой стали толщиной 3 мм, за-
литые битумом; они действуют как роликовые подшипники и допускают
ft Поперечный шов
Фиг. 16 35 Расположение натянутой арматуры в опытных плитах длиной 120 м
в Мергельштеттене (по Бауеру). Ниши для натяжения в поперечных швах
поперечный сдвиг треугольников на песчаной постели. Если предвари-
тельное напряжение создается в поперечном направлении с помошью пуч-
ков, то при этом через швы могут передаваться лишь усилия, направлен-
ные под прямым углом к ним, которые вызывают продольное обжатие
такой же величины, так как упоры на концах плиты препятствуют про-
дольному перемещению. Конечно, элементы натягиваемой арматуры не
должны препятствовать в швах перемещениям треугольных плит.
Когда происходит усадка плит, то треугольники в соответствии с
укорочением несколько сдвигаются друг с другом. Если же плиты удли-
няются, то треугольники соответственно раздвигаются.
512
Фиг. 16. 36а. Ниша для натяжения в середине плиты
для парных арматурных элементов предварительно
напряженной арматуры (по Л. Коффу)
Фиг. 16. 366. Разработанный Л. Коффом домкрат для натяжения
показанных на фиг. 16. 36а арматурных элементов
33 - 3206
Обжатие осуществляется при помощи пучков типа Фрейсине по 30 про-
волок диаметром 5 мм, расположенных через 1 м.
Предварительное напряжение составляло при плите толщиной 16 см
40 кг/см2. Плиты размером 1X1 м заранее изготовлялись и укладывались
порознь на тщательно уплотненную и ровную песчаную подготовку, по-
крытую прокладкой из картона.
Испытание дорожки осуществлялось путем повторного и длительного
нагружения по круговой площадке диаметром 1 м силой до 135 г. При
ный картом
Фиг. 16. 37. Сооруженная в 1945—1946 гг. стартовая дорожка на аэродроме
Орли близ Парижа (Фрейсине)
а — расположение швов в плане; б — схема устройства заанкерованных в грунте напряженно
армированных концевых упоров; в — деталь размещения поперечных элементов натягиваемой
арматуры и пересечения швов; г — продольный разрез по дорожке; д — горизонтальный и
поперечный разрезы по подвижному шву
этом в верхней части плиты не образовалось трещин. Прогибы имели
упругий характер и составляли от 1 до 2 см, в зависимости от подго-
товки грунта. Считают, что эксплуатационная нагрузка на колесо в
100 г может частично повторяться, не вызывая повреждений [79]. Из
изложенного следует, какие большие напряжения выдерживают такие
плиты, хотя большая площадка нагружения и должна рассматриваться
как благоприятный фактор. Тем не менее многочисленные швы между
сборными деталями неблагоприятно отражаются на сроке службы.
5. Предварительное напряжение без применения
арматуры с использованием жестких упоров. Эта кон-
струкция была впервые предложена автором в 1952 г. Исследовательскому
обществу по строительству дорог [199].
При первом осуществлении в Бур-Серва (Франция) [211] была под-
вергнута продольному обжатию бетонная плита для проезжей части до-
роги длиной 300 м, толщиной 12 см, шириной 7 ж с помощью полосовых
домкратов, заложенных в поперечные швы. Неподвижный упор на одном
514
конце был выполнен по фиг. 16. 38, а, на другом — по фиг. 16. 38, б,
подобно упору в Орли. По соображениям экономии эти упоры были рас-
считаны на восприятие продольного усилия лишь в 310 г. 'В то время
как упор, показанный на фиг. 16. 38, б, выдержал до 400 т, конструкция,,
а) 13
Продольный разрез
Ширима 7,3 Чм
Поперечная натянутая арматура
I через t bo--', пииоп vJ /2 провала* а 5 cm ISO \
/ ' _i |_: i . I jHanpapm
4,00 JvO U
tianpapne
\оЬтатц,
Направление*
Фиг. 16. 38. Опытный участок покрытия проезжей части дороги, сооруженный
в 1953 г. (Бур-Серва, Франция)
а — плоский гребенчатый концевой упор; б — напряженно армированный криволиней-
ный удор глубокого заложения (по типу, представленному на фиг. 16. 376).
, середина
Bud сверлу
Раствор
Плоение домкраты
Разрез по а-а
Нагнетательный трцбопробод
Фиг. 16. 39. Шов для натяжения на опытном участке дороги в Бур-Серва
(Франция) с плоскими домкратами
представленная на фиг. 16. 38, а, несколько сдала. Интересно отметить,,
что двойные швы для создания напряжения (фиг. 16. 39) устраивали с
уклоном вниз навстречу друг другу, так что усилия, развиваемые дом-
кратами, должны были иметь вертикальные составляющие, вызывавшие*
33*
515
некоторое вспарушивание плит. Было создано предварительное напряже-
ние приблизительно в 50 кг/см*.
В поперечном направлении три секции подвергли предварительному
напряжению, а три армировали обычной арматурой, причем в последних
образовались продольные трещины.
Опытный участок полотна оправдал себя в первый же год своего су-
ществования.
16. 35. ПРЕДЛОЖЕНИЯ И СООБРАЖЕНИЯ ПО ДАЛЬНЕЙШЕМУ РАЗВИТИЮ
КОНСТРУКЦИЙ ДОРОЖНЫХ покрытий
16. 351. Напряженное армирование из арматурных элементов,
укладываемых в процессе бетонирования
Существующие опытные конструкции показали, что общепринятые
типы элементов натягиваемой арматуры не всегда приемлемы для до-
рожных покрытий. Требуется много времени, чтобы' собрать эти необычно
длинные натягиваемые элементы; они должны укладываться на под-
кладки, расположенные с небольшими промежутками, чтобы исключить
прогибы элементов при укладке бетона укладочной машиной и предотвра-
тить возможность нежелательного высокого трения в дальнейшем. Для
натяжения арматуры или заполнения каналов цементным раствором при-
ходится долгое время держать открытыми края или ниши поперечных
швов. При укладке арматурных элементов вручную нужно подкладочную
бумагу прокладывать сразу по всей длине плиты; она портится от дождя,
ветра и ходьбы по ней. Нужно также учесть, что плиту необходимо до-
вольно рано подвергнуть умеренному продольному обжатию, чтобы в ней
не возникли трещины от усадки и изменений температуры в первые дни
вызревания. Использование диагональных натягиваемых элементов свя-
Фи ми и/ер с
вибраторами бетоноукладчик
п Подъемный "У
ипалец длр натял
'идаемого
( пучка
Натягидаемый пучок,
бумага
Рельсы финишер?
^Правильное расположение
натягиваемого пучка
Песок / Основание / •
Фиг. 16. 40. Укладка пучков арматуры, сматываемых с барабана, и использование
дорожного финишера для фиксирования положения пучков в процессе бетони-
рования (предложения автора)
зано с необходимостью разработки тщательно продуманного технологи-
ческого графика.
Такие соображения уже давно [105] привели автора к мысли приме-
нять заранее заготовленные пучки, которые уже на заводе заключаются
в оболочку из полосовой стали толщиной 0,3—0,4 мм и доставляются
намотанными на барабаны; одновременная укладка пучков и подкладоч-
ной бумаги производится при передвижении платформы с закрепленными
на ней барабанами. Пучки размещаются на нужном уровне при помощи
специальных пальцев, имеющихся на финишере, и в таком положении
удерживаются при вибрировании бетона (фиг. 16. 40).
Приобретающий вследствие вибрирования пластичность бетон должен
снова сомкнуться позади направляющего устройства и под пучком. По-
добная укладка арматуры в свежем бетоне применяется при изготовлении
плит типа Шефера.
516
Этим способом достигается прямолинейное и центральное располо-
жение натягиваемых элементов без применения какой-либо ручной ра-
боты.
Между пучком и оболочкой из полосовой стали установлена проволоч-
ная спираль толщиной 1 мм, которая •обеспечивает легкое скольжение
пучка в оболочке. Пучок и внутренняя поверхность оболочки покрыты
слоем битума. Таким фбразом, здесь не осуществляется восстановление
Продольные разрезы
До натяжения
Домкрат
Направление
ведения работ
После натяжения
Сборный элемент
Заполненный
^раствором шоб
¦ 60м
Расширительный шоб
после натятения
План
После натяжения
L яннеровна
> разводной
^ прядей пич«о
йочнраты
-\ Заполненный раствором
шоб
Фиг. 16. 41. Шов для натяжения в середине плиты длиной от 120 до 150 .«.
Закрепление плиты в обжатом состоянии с помощью сборных бетонных эле-
ментов (предложение автора)
сцепления путем последующего нагнетания раствора, так как в дорож-
ных покрытиях сцепление не имеет такого значения, как в балках. Концы
пучков расплетаются и анкеруются непосредственным бетонированием.
На участках анкеровки плиты, конечно, должны быть армированы в по-
перечном направлении. ч
В середине плиты расположен шов для натяжения; помещаемые в
нем гидравлические домкраты прижимают заднюю половину плиты к
уже подвергнутым обжатию плитам, а другая половина перемещается
вперед (фиг. 16. 41). Последующее натяжение нужно осуществлять в два
приема: частичное через 1—3 дня и полное — как можно позже. При
длине плиты 100 м перемещение конца арматурного элемента при натя-
жении равно приблизительно 60 см, если применяются пучки из Ст. 180.
Положение плит в обжатом состоянии сохраняют при помощи сборных
бетонных плит, укладываемых в шов для натяжения. После этого можно
убрать домкраты и закрыть ниши.
Это конструктивное решение позволяет возобновлять предварительное
напряжение, если по какой-либо причине покрытие будет повреждено.
В других конструкциях со сцеплением в таких случаях приходится сме-
нить плиту по всей длине, что является их большим недостатком.
Описанный способ обладает тем преимуществом, что позволяет вести
работы механизированно, непрерывно, так как оказывается ненужной
длительная подготовка, связанная с установкой вручную натягиваемых
517
арматурных элементов. Далее, натяжением из середины достигается то
что предварительное напряжение оказывается наибольшим там, где по-
тери от трения могут иметь наибольшие значения.
Этот способ предусматривает подвижность шва между обочиной и
плитой по крайней мере для половины плиты. Плоскость обочины в шве
должна быть выполнена соответствующей опалубкой, безукоризненно ров-
ной и прямолинейной. Кроме того, на дорожном финишере следует уста-
новить скользящий лист, который при уплотнении бетона сохраняет ши-
рину открытого шва обочины в 1—2 мм. Использование картонных или
других прокладок недостаточно при широких обочинах.
\ Желоб для стока воды
Ф,иг. 16. 42. Целесообразная конструкция поперечных швов напряженно
армированных железобетонных дорожных покрытий
Швы между плитами длиной от 100 до 150 ж должны быть, конечно,
сконструированы иначе, чем прежние поперечные швы бетонных дорог.
По наблюдениям над сильно армированными бесшовными плитами про-
езжего полотна длиной 100 -^ 400 м можно во всяком случае рассчиты-
вать, что лишь приблизительно последние 40 м плиты перемещаются в
соответствии с изменениями температуры. Так же и теоретическое укоро-
чение плиты от усадки и ползучести будет проявляться не полностью.
Поэтому достаточно заключать кромки плиты в прочные стальные уголь-
ники и при изготовлении располагать их вплотную друг к другу. Тогда
шов будет раскрываться приблизительно на 2—3 см. Заливка шва битум-
ной массой не нужна, если под ним уложена мощная поперечная плита
с дренажным лотком, для того чтобы проникающая в шов вода стекала
как следует и не выдавливалась при колебаниях концов плиты. На
фиг. 16. 42 представлен такой шов, который расширяется книзу, чтобы
песчаная подсыпка не могла оказывать эксцентричного давления на
нижний край плиты.
Для плиты длиной 150 м рекомендуется при толщине от 18 до 20 см
обжатие в 25 кг/см2; при длине 100 м плиты — приблизительно в 20 кг/см2.
При этом на 1 м2 потребуется от 3 до 4 кг/м2 стали для натягиваемой
арматуры.
Величину натяжения для таких покрытий можно назначать без опасе-
ний на 10—15% выше (например, 0,65 <уВг или 0,85 сг0,2), чем в обычных
несущих конструкциях, так как натянутая арматура не испытывает почти
никаких дополнительных напряжений, и здесь нет также особых осно-
ваний требовать высоких запасов прочности.
16. 352. Обжатие при помощи клиньев без использования арматуры
На расстоянии 2—3 км один от другого устраиваются неподвижные
упоры по фиг. 16. 43, в которых работающая на сжатие спрофилиро-
ванная по цепной линии мало армированная плита передает усилия от
518
обжатия на грунт. Боковые составляющие усилий, действующих в сжатой
криволинейной плите, находятся всегда в равновесии с весом находяще-
гося под ней грунта. Чтобы уменьшить необходимую длину упорной свод-
чатой плиты, в ее высшей точке устраивается мощное поперечное ребро,
вес которого позволяет придать плите начальный уклон. По сравнению
с 'Конструкцией, показанной «а фиг. 16. 38, здесь имеется то преимуще-
ство, что усилия обжатия воспринимают путем не растяжения, а сжатия
упорной плиты, и поэтому отпадает необходимость в натяжении арма-
туры, процесс которого был бы чужд предусмотренному здесь характеру
строительных работ.
Продольный разрез упора
Груз д верхней точке упора
Сила
натятения
Упор б плане
Ш
I11
Нпор
п я * Общая схема
Продольный разрез
Улар
420 м
-~~120м «Ц;—1Ъ*120м —А«
План Клиновидные швы Зля матямения
Фиг. 16. 43. Работающие на сжатие концевые упоры бетонных
дорожных покрытий, обжимаемых при помощи клиньев. Рас-
стояние между упорами от 2 до 3 км (предложение автора)
При хорошем строительном грунте, между прочим, также при граве-
листом грунте, достаточная глубина заложения упора составляет при-
мерно 3 м. При плохом грунте с низким сопротивлением скольжению,
конечно, нужно закладывать плиту глубже.
Между этими упорами выполняют нормальным способом бетонное
полотно без продольной арматуры, причем примерно через 3,75 м устраи-
вается продольный шов (по возможности в форме ложного шва).
На расстоянии от 120 до 150 м друг от друга закладываются парные
прокладки из листовой стали, которые образуют клинья, используемые
для обжатия. Прокладки из листовой стали снабжены шпонкой и имеют
ровные поверхности соприкосновения, смазанные парафином или гра-
фитом. Каждая пара прокладок плотно скреплена небольшими винтами,
чтобы при укладке бетона между прокладками не могло проникнуть це-
ментное молоко. Эти винты перед обжа'тием' разрезаются. Проектное по-
ложение прокладок обеспечивается приваренными к ним круглыми стер-
жнями (фиг. 16. 44).
Наружные стальные прокладки, воспринимающие трение клина, про-
ложены по всей ширине. Между обоими клиньями находится ниша для
натяжения, в которой помещается домкрат мощностью 100—150 т для
разжимания клиньев. При уклоне клиньев 1 : 8 в продольном направле-
нии действует восьмикратная сила обжатия, и, наоборот, продольному
укорочению плит при обжатии соответствует восьмикратное перемещение
519
клина. Таким образом, малая мощность домкрата производит большую
силу обжатия, которая прилагается безукоризненно равномерно, если не
считать выреза для клиньев.
Как только новая секция ¦ плиты до некоторой степени затвердела,
осуществляют легкое обжатие (величина его определяется сопротивлением
скольжения лежащих впереди плит!), этим предотвращается возникно-
вение поперечных трещин от усадки или температуры.
Фиг. 16. 44. Парные клинья с расположением шва для натяжения по оси дороги
(предложение автора)
Через 1—2 недели производится следующая ступень обжатия при-
близительно до напряжения 30 кг/см2, для того чтобы еще молодой бетон
сильнее обжался и тем самым уменьшились бы размеры последующей
ползучести. Окончательное обжатие следует осуществлять по возможности
позже, причем напряжение снова повышается дальнейшим разжиманием
клиньев приблизительно до 50 кг/см2. Такое напряжение перекрывает
существенные напряжения от изменения температуры. Трение не про-
является, так как плиты более не движутся.
Предварительное напряжение поддерживается закладкой сборных
элементов или забетонировкой швов; домкрат удаляется, и ниша домкрата
также закладывается. Швы клиньев сжаты плотно, так что нет,нужды
в заледвке их битуминозной массой.
Если предварительное напряжение производится поздней осенью или
зимой, то при третьей ступени может быть достигнуто остаточное про-
дольное сжимающее напряжение приблизительно в 15—20 кг)см2. Когда
же следующей весной .проявятся усадка и ползучесть, то одновременно
повысится и температура, так что укорочения компенсируются удлнне-
520
яиями вследствие повышения температуры. И, наоборот, осенью бетон
снова увеличивается в объеме вследствие осенней влажности при одно-
временном снижении температуры.
Нужно учитывать, что при длительной жаркой погоде сжимающее
предварительное напряжение временно повышается до 50 -г- 80 кг/см2 и
даже больше. От этого возникает более сильная ползучесть. После жар-
кого и сухого лета поэтому нужно еще раз осенью поджать клинья, чтобы
сохранить для наступающей зимы еще достаточные сжимающие напря-
жения. Через 2—3 года можно ожидать по окончании проявления ползу-
чести достаточно большого сжимающего предварительного напряжения.
При длине плиты 100 м можно ожидать следующих укорочений:
от среднего сжимающего напряжения в 40 кг/см2 (уменьшение
из-за трения принято во внимание) ~ —1,3 еж
позднейшие укорочения вследствие ползучести ~ — 2,6 я
то же, от усадки (приблизительно 0,2 мм/м) ~ — 2 в
го же, от снижения температуры (М =—20°С) ~—2 „
го же, от ослабления концевых упоров (общая величина сдвиж-
ки на два упора по 3 см составляет 6 см; ее следует умень-
шить в 20 раз, если принять, что расстояние между упорами
20ХЮ0 м) .' 0,3 ,
макс. А / ~ — 8,2 см
В соответствии с этим максимальное перемещение клиньев равно при-
близительно 8-8,2 = 66 см.
Несмотря на возможность появления высоких сжимающих напряже-
ний, нет опасности того, что плиты будут выперты кверху, так как швы
центрально передают приложенные усилия обжатия. Наблюдавшуюся
До натятемия
Фиг. 16. 45. Одиночный' клин с приспособлением для обжатия, расположенным
вне дорожного полотна (предложение автора)
521
уже иногда потерю устойчивости цепи из плит следует отнести за счет
внецентренной передачи обжатия в швах.
На выпуклых участках полотна достаточен собственный вес вплоть
до радиусов R = 300 м, чтобы предупредить при продольном обжатии в
60 кг/см2- отрыв плиты от грунта. Во впадинах плита прижимается боко-
выми составляющими к грунту. На закруглениях нужно удерживать на-
ружные края плит на известных расстояниях при помощи небольших
стоек, воспринимающих направленные наружу боковые составляющие.
Клинья можно поджимать в короткий промежуток времени при сохра-
нении движения. На участках дороги с очень сильным движением можно
применить для создания напряжения простой клин, расположенный вне
проезжего полотна (фиг. 16. 45), что, правда, обойдется дороже. К. Дей-
нингер сделал выгодное предложение: ставить спаренные клинья остриями
внутрь и создавать напряжение при помощи поперечной арматуры.
Была также высказана мысль об установке между парными клиньями
пружин, которые всегда поддерживали бы известное минимальное про-
дольное напряжение. Но расчет и конструирование показали, что такие
пружины обошлись бы дорого.
Предлагаемый способ делает возможным непрерывное возведение бе-
тонного проезжего полотна без специальных приспособлений. Неподвиж-
ные упоры должны быть выполнены заранее подобно мостовым упорам.
Прокладки из листовой стали для клиньев просты в изготовлении, и уста-
новка их также не требует больших расходов. Проезжее полотно полу-
чается практически бесшовным в поперечном направлении, так что отпа-
дает необходимость поддерживать швы за исключением простейшего
продольного шва. Возможно проводить исправление повреждений и по-
следующее дополнительное натяжение.
При применении этой конструкции не следовало бы, имея в виду упо-
требительные в Германии очень тяжелые транспортные нагрузки, исполь-
зовать плиты толщиной менее 18 см, так как в поперечном направлении
полагаются на прочность неармированной плиты. Конечно, ничто не ме-
шает установить в поперечном направлении ненатянутую арматуру, на-
пример в виде сетки.
Будем надеяться, что в этой важной области применения напряженно
армированного железобетона вскоре удастся накопить новый опыт, чтобы
строительная практика могла руководствоваться более обоснованными
данными, чем результаты нескольких испытаний.
16. 4. НАПРЯЖЕННО АРМИРОВАННЫЕ ЖЕЛЕЗОБЕТОННЫЕ
ШПАЛЫ
Еще в 1940 г. во Франции изготовляли напряженно армированные
железобетонные шпалы для железных дорог [46]. В Швейцарии разра-
ботали в 1941—1942 гг. два различных метода изготовления таких шпал
(«Руегг» и «Келлер-Рош»). В Западной Германии немедленно после
войны приступили к основательным исследованиям для решения этой
задачи. Опыт показал, что напряженно армированные железобетонные
шпалы оправдали себя технически, хотя их эффективность зависит в
каждом отдельном случае от цен на древесину. Значительный вес таких
шпал благоприятствует бесстыковой укладке рельсов.
В то время как Фрейсине применил заанкерование натянутых прово-
лок петлями и устраивал посредине шпалы шов для натяжения (фиг.
16. 46), неоднократно применялось также и предварительное напряжение
при стендовом изготовлении по способу Хойера (например, фирма. «Ко-
стейн Конкрит» в Колтнессе, Шотландия). Однако быстрое возрастание
522
величины изгибающего момента от давления рельса на конце шпалы
неблагоприятно отражается на работе струнобетонного изделия, все же
отличающегося значительной протяженностью участка передачи усилий
обжатия. Для шпал можно использовать предварительное напряжение
при стендовом изготовлении, лишь применяя анкерные устройства на
концах или при особенно хорошем сцеплении (сцепление, работающее на
срез), как это, например, делается в способе Валетт-Вейнберга во Фран-
ции при помощи закладных анкеров.
Зажим из пружинкой
стапи J-
, °еэьба ? |3
Разрез по f[-R Разрез по 3-8
• ^ \ _— Нарез па < 56 натянутых поодоло.ч из
для болта f!' >{ I !• еХ^бшссхопрочной праболопи *2>5м**.
-2Ь5мм -
Фиг. 16. 46. Напряженно армированная железобетонная железнодорожная
шпала по Фрейсине с петлевой анкеровкой натягиваемых проволок
В новейших конструкциях используются почти исключительно эле-
менты натягиваемой арматуры с заанкерованными концами, которые с
большим успехом применяются в Германии для последующего натяжения,
несмотря на малую длину шпал.
Уже давно поняли, что шпала лишь непосредственно под рельсами
должна быть широкой и прочной, тогда как участок между ними должен
I—Q70-H
^О,70~
р=const
Фиг. 16. 47. Типовое расположение железобетонной шпалы
союзных железных дорог (Западная Германия)
(по Мейеру) [134]
быть сконструирован возможно более гибким и тонким. Этого достигают
тем, что середины опор шпал приходятся под рельсами, и они поэтому
испытывают небольшие изгибающие моменты (фиг. 16. 47). Более того,
по оси рельсового пути умышленно устраивается углубление в балласт-
ном слое шириной приблизительно 70 см, чтобы предохранить шпалу от
опасных перемещений; они возникают, когда аредняя часть шпалы
523
испытывает давление грунта, что вызывает появление больших отрица-
тельных моментов.
По данным подробных исследований, выполненных под руководством
Г. Мейера [134], при таком устройстве опор и давлении на рельс в 15 г
и боковой силе в 7 т, наибольшие положительные изгибающие моменты
под рельсом в имеющей тщательно продуманную форму шпалу типа В12
составляют лишь +1,1 тм, а самый большой отрицательный момент —~
около —0,45 тм (фиг. 16. 48).
длина-2,30м Сипа натяжения Z=23m Явмотцро .; fl'fl" чи
Фиг. 16. 48. Шпала типа В12 союзных железных дорог (Западная
Германия); эпюры расчетных усилий
На фиг. 16. 48 нанесены линии значений W cbz, которыми покрываются
эти моменты; эти значения подсчитаны для растягивающих напряжений
в бетоне в 80, 30 и 0 кг/см2. Первое значение аЬг установлено Управлением
союзных железных дорог при приемке, причем одновременно предписы-
вается марка бетона #28 = 800 кг/см2. Такая высокая марка достигается
применением цемента марки Z 325 в количестве 360 /сг/ж3 и водоцемент-
ного отношения В/Ц=0,38 при высокочастотном вибрировании с одно-
временным приложением давления и с последующим пропариванием.
Г. Мейер предоставил нам для использования в этой книге еще ниже-
следующие соображения.
«Исследования показали, что изгибающие усилия, действующие на
шпалы, по существу имеют статический характер; большие динами-
ческие эффекты возникают лишь при ударах, следовательно, на рельсо-
вых стыках при плохом уходе или же под влиянием очень некруглых
колес; вибрационные эффекты в заслуживающих внимания размерах
возникают лишь при сильно изношенных в эксплуатации «рифленых»
рельсах. [Величины дополнительных динамических напряжений установ-
лены и их можно в достаточной мере перекрыть соответствующим пред-
варительным напряжением бетона.
Технически нетрудно изготовить предварительно напряженные шпалы,
которые могут длительное время выдерживать даже самые большие из
возможных в железнодорожной эксплуатации, необычные, напряжения.
Но такие шпалы стоили бы очень дорого. Поэтому нужно стремиться к
524
тому, чтобы посредством соответствующих технических мероприятий при
постройке пути обеспечить постоянно с достаточной надежностью умень-
шение изгибных напряжений. Тогда шпала становится дешевой и может
конкурировать с деревянной или стальной шпалой. Одно из таких меро-
приятий состоит в том, чтобы средняя часть шпалы была свободна от
реактивного давления, т. е. стремиться к тому, чтобы давление рельса
по возможности уже р области непосредственно под ним передавалось
на постель. Можно либо устраивать в середине рельсового пути углуб-
ление в балласте шириной около 70 см, либо же в середине шпалы внизу,
также приблизительно на длине в 70 см, сделать выемку примерно в
2—3 см, чтобы шпала здесь образовала как бы мост над'балластным слоем.
Но такая выемка в шпале требует при прямой натянутой арматуре также
и уменьшения поперечного сечения сверху, чтобы сохранить централь-
ность обжатия в средней части шпалы. Если рельсовый путь уложен в
соответствии с этими основными положениями и поддерживается в пол-
ном порядке, то статические напряжения от изгиба в средней части
шпалы будут очень незначительными. Но практические условия, особенно
при устройстве углубления в балластном слое, с течением времени не-
сколько отклоняются от этого состояния, так что становится необходимым
все же обеспечить шпале в ее средней части некоторую прочность на
изгиб, например для момента величиной 0,6 тм. Это — оценка, которая
исходит главным образом из затрат на необходимый уход. На участках
железной дороги с плохим отводом воды из грунта, на которых зимой
случается вспучивание грунта при промерзании и в особенности при
паровозной тяге, когда капли воды вызывают обледенение и затвердение
щебеночной постели в междупутье, целесообразно придавать шпалам
большую способность сопротивления воздействию отрицательных изги-
бающих моментов, например в расчете на момент величиной —0,9 тм.
Величина расчетного положительного момента в средней части шпалы
может остаться такой же — равной +0,6 тм. Установлено, что целе-
сообразно рассчитывать шпалу так, чтобы она выдержала под рельсом
до образования трещин положительный момент приблизительно в 1,3 тм
и отрицательный приблизительно в 0,7 тм.
Эти значения относятся .к обычным в Западной Германии нагрузкам
и скоростям движения на магистральных железных дорогах и являются
так называемыми длительными значениями, т. е. их получают исходя из
поперечного сечения бетона, рассчитанного по пределу выносливости бе-
топа при растяжении от изгиба в 30 кг/см2 и при наличии предваритель-
ного напряжения. Нормально величины напряжений от изгиба, действую-
щие в шпале, остаются ниже сжимающего предварительного напряжения.
Выдерживая указанные значения, получаем, по-видимому, наиболь-
шую экономичность применения напряженно армированных железобе-
тонных шпал; стоимость самих шпал и расходы на содержание рельсо-
вого пути должны быть между собой увязаны.
Если в шпале когда-нибудь образуется трещина вследствие перена-
пряжения, то это не имеет серьезного значения. Большие предварительные
напряжения, порядка 70—100 кг)см2, тесно прижимают друг к другу по-
верхности трещины, так что она мало вредит сроку службы шпалы.
В этом огромное преимущество предварительного напряжения».
Шпалы Германских союзных железных дорог большей частью под-
вергаются предварительному напряжению по методу д-ра Карига и ар-
мируются 2 0 18,4 мм из кремнистой пружинной стали Ст. 90 с нака-
танной винтовой нарезкой (см. фиг. 3. 29). Стержни бетонируются в нена-
тянутом состоянии с битуминозным покрытием. После затвердения про-
париваемого бетона гайки затягиваются вручную примерно до натяжения
в 3 т. После этого шпалы складируют на открытом воздухе и только
525
через 4 недели подвергают обжатию при помощи показанного на фиг. 4. 13
устройства. Чтобы уменьшить потери силы натяжения при малых упругих
деформациях Ст. 90, еще через 6 недель шпалу подвергают дополнитель-
ному напряжению. Таким путем достигают окончательной величины по-
стоянного усилия натяжения в 26 т. Натяжение можно повторно осуще-
ствлять также и в шпалах, уложенных в путь. Поперечная обмотка вблизи
анкерных плит не нужна благодаря скошенным концам шпалы, хорошему
бетону и поздно производимому натяжению. Шпала весит 180 кг.
На путях Германских союзных железных дорог уложены также на-
пряженно армированные железобетонные шпалы, которые изготовлены с
помощью других методов предварительного напряжения и в которых на-
тянутая арматура связана с бетоном. Такие типы шпал также оправдали
себя на деле.
16. 5. НАПРЯЖЕННО АРМИРОВАННЫЕ ЖЕЛЕЗОБЕТОННЫЕ
МАЧТЫ И СВАИ
Мачты из напряженно армированного железобетона успешно приме-
няются как заменитель деревянных мачт телефонной и электрической
сети, а также вместо прежних решетчатых стальных опор контактной сети
железных дорог. Во Франции Фрейсине еще в 1933 г. изготовлял предва-
Фиг. 16. 49. Напряженно армирован- Фиг. 16. 50. Напряженно армированная
ная железобетонная мачта конструк- железобетонная мачта фирмы «Макс
ции Валетт-Вейнберг (Франция) Гизе» (Киль, Западная Германия)
рительно напряженные мачты для воздушной электрической передачи.
Б последнее время там стали применять мачты двутаврового сечения со
сквозной стенкой конструкции Валетт-Вейнберг (фиг. 16. 49).
В Германии развитие предварительно напряженных мачт находится
в самом начале. Для этой специальной области следовало бы разработать
526
соответственные правила расчета и допускаемые напряжения. Пока что
приходится проверку конструкции основывать на испытаниях. Для успеш-
ного изготовления мачт требуется бетон особенно высокой прочности.
На фиг. 16. 50 представлена изготовленная фирмой «Макс Гизе»
(Киль) мачта для линий электропередач. При испытании мачта длиной
10 м была защемлена одним концом на длине 1,8 м, так что изгибу под-
вергался участок длиной 8,2 м (фиг. 16. 51). Рассчитанная на приложен-
Фиг. 16. 51. Испытание на изгиб напряженно арми-
рованной мачты конструкции фирмы «Макс Гизе».
Несмотря на такой большой прогиб, в мачте не
возникли остаточные деформации
ную к вершине силу в 200 кг мачта была подвергнута действию силы
Н = 1 000 кг; при этом конец ее прогнулся на 1,48 м. На растянутой сто-
роне появились тонкие трещины, но сжатая сторона осталась неповреж-
денной, так что после испытания мачта снова стала совершенно прямой и
могла быть использована. Это является превосходным примером способ-
ности предварительно напряженных железобетонных конструкций к де-
формациям значительных размеров без проявления каких-либо повреж-
дений.
До сих пор мачты большей частью изготовляются стендовым спосо-
бом. Для ступенчатого изменения силы натяжения, которая должна быть
меньше на верхнем конце мачты, необходимы особые меры. Сваи из пред-
варительно напряженного железобетона будут рассмотрены в последую-
щем издании.
16. 6. НАПРЯЖЕННО АРМИРОВАННЫЕ ТОНКОСТЕННЫЕ
ПОКРЫТИЯ (ОБОЛОЧКИ)
16. 61. ОБЩИЕ ЗАМЕЧАНИЯ
В правильно сконструированных оболочках внешние нагрузки вызы-
вают в основном действующие в плоскости плиты нормальные усилия,
растягивающие и сжимающие. Из-за этого в значительных областях
527
оболочки могут появиться проходящие по всей толщине плиты трещины
от растяжения, которые вредно отзываются на работе оболочки. В связи с
этим в данном случае напрашивалось решение уменьшить растягивающие
силы путем предварительного напряжения и одновременно снизить или
устранить деформации от собственного веса. Когда были преодолены
первоначальные трудности, связанные с созданием способов предвари-
тельного напряжения, тотчас же возникли первые сооружения с примене-
нием напряженно армированных (по методу Фрейсине) оболочек в Па-
кистане (1940 г.) и Франции, а затем после войны прежде всего в Англии
и недавно также в Германии, откуда собственно и берет начало приме-
нение оболочек в строительстве (Баурсфельд-Цейсс, Дишингер, Финстер-
вальдер, Диккерхофф и Видман) [78, 101, 147, 171, 172].
Большое количество описанных в 16. 1 напряженно армированных ре-
зервуаров [54, 69, 77, 102, 103] с их тонкими стенками и куполами следует
также отнести к числу предварительно напряженных несущих оболочек.
Благоприятное действие предварительного напряжения особенно про-
является в оболочках. Благодаря предварительному напряжению можно
увеличить приблизительно на 30—50% расстояния между опорами обо-
лочки без изменения размеров сечения, что открывает для этого типа
сооружений совершенно новые области применения.
В оболочках обычно охотно применяют криволинейные элементы на-
тягиваемой арматуры, чтобы достигнуть благоприятного эффекта в про-
дольном и поперечном» направлениях. Боковые составляющие усилий натя-
Фиг. 16. 52. Целесообразное расположе- Фиг. 16. 53. При применении прямо-
ние элементов натягиваемой арматуры линейных арматурных элементов реко-
для больших цилиндрических оболочек мендуется их перекрестное расположение
жения арматуры противодействуют до некоторой степени распору свода
оболочки и тем самым уменьшает также опасные поперечные моменты.
Из-за трения, проявляющегося в каналах при последующем натяжении
арматуры, приходится все же большей частью ограничиваться слабо ис-
кривленными элементами в крайних зонах. Главные растягивающие уси-
лия с их сильно изогнутыми траекториями можно полностью-воспринять,
как в балках, с помощью групп перекрещивающихся прямолинейных или
слегка искривленных арматурных элементов.
На фиг. 16. 52—16. 55 представлены схемы целесообразного располо-
жения натянутой арматуры в оболочках с последующим натяжением.
Следует рекомендовать подвергать сильному обжатию подверженные
краевым эффектам крайние зоны оболочек, для того чтобы избежать
возникновения здесь растягивающих напряжений от изгиба. Благодаря
особенностям работы натянутой арматуры в .составе оболочки необяза-
тельно ее распределять в соответствии с эпюрой растягивающих усилий;
528
можно ее сконцентрировать в бортовых элементах, как это было сделано
в первых напряженно армированных цилиндрических оболочках в Мее-
руте близ Карачи (Пакистан, 1940 г.), где возводился ангар пролетом
39 м. У консольных оболочек типа «бабочка» получается большей частью
достаточное поперечное обжатие плиты оболочки благодаря действию
криволинейных продольных арматурных элементов, расположенных вдоль
Фиг. 16. 54. Схема напряженного армиро-
вания для шедовой оболочки; арматурные
элементы , в бортовой балке у ендовы не
изображены, чтобы не затемнять чертеж
Предбарите/'они <->апрр
¦пенная арматура
оболочки
1 Поперечные диафрагмы а"
( продольные ребра из пред'
баритепопо напряженного
железобетона
Фиг. 16. 55. Элементы натягиваемой
арматуры в оболочке типа «бабочка»
краев оболочки, во взаимодействии с предварительным напряжением по-
перечных диафрагм.
В последнее время применяли предварительное напряжение в нераз-
резных и односторонне заделанных консольных оболочках (см. фиг.
16. 63—16. 65), расчет которых и без того довольно сложен, так как учет
передачи сосредоточенных одиночных сил в тонкостенных оболочках свя-
зан с решением задач особого вида. В неразрезных оболочках располо-
жение элементов натягиваемой
арматуры труднее увязать с
траекториями главных растяги-
вающих усилий, чем в сво-
бодно опертых оболочках (фиг.
16. 56), из-за больших потерь
от трения.
Мысль о том, чтобы наилуч-
шим образом увязать распре-
деление обжатия с действием
усилий от внешней нагрузки по-
средством ступенчатого распо-
ложения элементов натянутой
арматуры, наталкивается на
трудности анкерОВКИ внутри Фиг. 16. 56. Расположение элементов натяги-
тонкой стенки. При используе- ваемой арматуры в двухпролетной неразрезной
мых в настоящее время спосо- цилиндрической оболочке
бах предварительного напряже-
ния приходится располагать
анкеры у бортовых элементов, на диафрагмах, на ребрах жесткости или
же в местах соединения оболочки с опорами.
В предварительно напряженных низких куполах удовлетворяются
большей частью предварительным напряжением опорного растянутого
кольца посредством его обмотки или укладки отдельных натягиваемых
элементов с перекрывающимися концами. В куполах с большой стрелой
Элементы натянутой
арматуры обопочки
34 - 3206
529
подъема предварительное напряжение нужно распределять по широкой
зоне у краев купола. Как при предварительном напряжении других кру-
говых несущих поверхностей (например, круглых плоских плит), безраз-
лично, располагаются ли элементы натягиваемой арматуры радиалыт
или тангенциально; однако большей частью их не удается расположить
радиально.
Здесь речь идет о формах оболочек, применяемых в настоящее время.
Следует ожидать появления новых форм, которые будут приспособлены
к требованиям предварительного напряжения (например, по возможности
использования прямолинейных элементов натягиваемой арматуры). Же-
лательно также ориентироваться на арматурные элементы небольшой
мощности с незначительным трением, так как исключено устройства
дополнительных мест натяжения -в промежуточных точках.
16. 62. НЕСКОЛЬКО ПРИМЕРОВ ОСУЩЕСТВЛЕННЫХ НАПРЯЖЕННО
АРМИРОВАННЫХ ОБОЛОЧЕК
Э. Шубигер сконструировал «и построил в 1949—1950 гг. купол для
церкви Феликса и Регулы в Цюрихе (фиг. 16. 57а), имеющий в плане
форму лемнискаты [123]. Оболочка толщиной лишь 8 см, очень пологая
(d: R = 1 :625), шарнирно подвешена на железобетонном кольце и па
Продольный разрез
Фиг. 16. 57а. Купольное покрытие церкви Феликса и Регулы в Цюрихе
(по Э. Шубигеру)
530
Край бетона \ sq ^ д ' -
Подкладные -^
f
Фиг. 16. 576. Расположение точек натяжения арматуры распорного кольца
двойная
&айка
Шаровая поверхность
Изоляционные
плитки
кольцевая
пята
Фиг. 16. 57в. Детали устройства края подвесной оболочки с натянутым
пучком
34*
нижнему краю снабжена непрерывной арматурой из 40 проволок диамет-
ром 5 мм из Ст. 180, которая натянута путем поперечной оттяжки. Так
как кольцевое усилие по контуру оболочки уменьшается от 82 г в точке А
до 57 т в точке N (фиг. 16, 576), пришлось при оттяжке устанавливать
домкрат под углом к касательной к краю. За точкой F уменьшение силы
натяжения обеспечивается трением. Деталь подвески оболочки приведена
на фиг. 16. 57в. Проф. Торроха (Мадрид) проводил испытания на модели
в масштабе 1 : 10, которые показали, что величина критической нагрузки
на купол повышается благодаря предварительным напряжениям с 990 до
Фиг. 16. 58. Напряженно армированные цилиндрические оболочки покрытия
пролетом 50 м автобусного депо в Борнемуте (Англия)
1 250 кг/м2. При создании предварительного напряжения оболочка отде-
лилась от опалубки.
На фиг. 16. 58 и 16. 59 представлены напряженно армированные ци-
линдрические оболочки покрытий пролетом 45 м автобусного депо в
Борнемуте (Англия, 1951 г.). Оболочки имеют толщину 6,5 см, ширину
10 ж и снабжены бортовыми элементами толщиной 26 см и высотой
1,68 м [147]. Стрела подъема этих оболочек составляет 2,08 м. Вся обо-
лочка была торкретирована. }В бортовых элементах расположены пучки
типа Маньеля, состоящие из 152 проволок 0 7 мм, которые были натя-
нуты до 8,8 т/см2.
На фиг. 16. 60 и 16. 61 приведены поперечные разрезы двух покрытий
бумажной фабрики в Мерси (Англия) в виде напряженно армированных
оболочек. Оболочки шедового типа перекрывают пролет в 30 м [171].
Хотя относительно малый радиус кривизны оболочек имеет свои преиму-
щества с точки зрения статики, но он ограничивает высоту окон, а тем
самым и освещенность помещения и приводит к расположению стенок
ендовы под крутым уклоном; при бетонировании этих стенок требуется
двойная опалубка. К оболочкам подвешены подкрановые пути значитель-
ной грузоподъемности. Оболочки имеют пролет 25 м при ширине 7,5 м
и толщине в высшей точке 6,5 см\ окна верхнего света квадратного очер-
тания. Обе оболочки предварительно напряжены криволинейными эле-
ментами арматур, расположение которых показано на разрезах.
532
Деталь Й
поперечный разрез
Фиг. 16. 59. Поперечный разрез цилиндрических оболочек, представленных
на фиг. 16. 58
Фиг. 16. 60. Поперечный разрез напряженно армированной щедовой обо-
лочки бумажной фабрики в Мерси (Англия). Проект Блумфильда.
Обратите внимание на расположение элементов натягиваемой арма-
туры: слева — разрез в середине пролета; справа — разрез у опоры
Представленные на фиг. 16. 62 оболочки типа «бабочка» цеха по изго-
товлению почтовых автомобилей (Штуттгарт), проект которых выполнен
при участии автора этой книги, перекрывают три пролета по 12 м каждый
и в основном предварительно напряжены с помощью прямолинейных
элементов. Большие радиусы кривизны оболочек едва ли были возможны
без предварительного напряжения. На примере покрытия помещения
фабрики шерстяных одеял, размером 48X96 м (1953 г.) (фиг. 16. 63
?р Верхний свет 1,10*1,10 м
натянутая арматур- \ Натянутая
ра 6 середине пролета \ арматура у
!__ _ 7 62 w и\мест анкеровки
Фиг. 16. 61. Поперечный разрез пологих напряженно
армированных цилиндрических оболочек с фонарями.
Бумажная фабрика в Мерси (Англия); слева — по-
перечное сечение в середине пролета; справа —
поперечное сечение у опоры
и 16. 64) можно видеть, как благодаря соединению предварительно на-
пряженных коробчатых балок с примыкающей с обеих сторон шедовой
оболочкой (Ъ = 7,5 м) удалось перекрыть значительный пролет без про-
межуточных опор (проект арх. Коппенхёффер, Штуттгарт; расчет выпол-
нен инж. Пикертом в Конструкторском бюро автора книги) (фиг. 16. 63
Фиг. 16. 62. Поперечное сечение цеха по производству почтовых автомобилей (Штутт-
гарт) с покрытием из напряженно армированных неразрезных трехпролетных оболо*
чек типа «бабочка» (проект автора)
и 16. 64). Можно было бы без существенного изменения размеров сечений
увеличить принятые здесь расстояния между опорами на 40%. На фиг.
16. 65 показано размещение элементов натягиваемой арматуры в оболоч-
ках. Криволинейному расположению нижних элементов арматуры пре-
пятствовали отверстия канала для кондиционирования воздуха. Коробча-
тая балка имеет высоту 3,8 м и ширину 3,5 м; в ней помещаются ма-
шины мощной установки для кондиционирования воздуха. Балка
покоится на двух каркасах лифтовых шахт и между ними прерывается
расширительным швом.
Хотя в Германии и сооружен ряд других напряженно армированных
оболочек, но данные о них не опубликованы.
534
Фиг. 16. 63. Внутренний вид цеха фабрики шер-
стяных одеял с шедовым покрытием из напря-
женно армированных оболочек (Цеппритц, Мер-
гельштеттен). Размер помещений 48X96 м. Ко-
робчатая балка опирается на несущие конструк-
ции шахты лифта (совместный проект арх. Коп-
пенгёфера и автора)
tfcjfc-
¦?ф&. ....
^&л:-.... -¦?¦•.:¦.::.:¦
Жу^.'
¦ -.:i.Vi>X-^::^f'.-.: ¦¦¦
v^CVSW.'.^-Y?!-:!
;^™1
Фиг. 16. 64. Общий вид шедовой обо-
лочки к фиг. 16. 63
Некоторые другие типы напряженно армированных оболочек шедовых
покрытий были разработаны и построены в 1953—1954 гг. автором этой
книги.
На съезде Германского общества по бетону в 1954 г. У. Финстерваль-
дер сделал сообщение о построенных в 1952—1953 гг. фирмой «Дикергоф
и Видман» напряженно армированных оболочках [228].
Элементы натя-
нутой арматуры"
д середине прале-,
та оболочки ^
Прямолинейные элементы
j * натянутой арматуры
* Размещение натянитой арматуры •
Фиг. 16. 65. Расположение элементов натягиваемой арматуры в шедовой
оболочке, представленной на фиг. 16. 63 и 16. 64
Поперечное сечение
В выставочном зале в Дюссельдорфе напряженно армированные цилин-
дрические оболочки, перекрывающие пролет в 30 м; имеют натянутые
элементы не только в бортовой балке, но и в самой оболочке; это короткие
раскосы из стержней, которые
улучшают передачу усилий по
краю оболочки и позволяют
соответственно воспринять ко-
сые растягивающие напряжения
(фиг. 16. 66).
В выставочном зале V в
Мюнхене установлены одно-
скатные напряженно армиро-
ванные стропильные рамы про-
летом около 30 ж с консолями
длиной 10 м, при шаге 10 ж;
покрытие в главном пролете
здания выполнено в виде тонкой
оболочки. Из-за очень малой
кривизны (R = 75 м) оболочка
в пролете между рамами уси-
лена ребрами. Углы краев та-
ких оболочек были подвергнуты
предварительному напряжению
по диагонали (фиг. 16. 67). Рас-
смотрение фиг. 16. 68 свиде-
тельствует о хорошей осве-
щенности помещения на всю глубину зала благодаря отражению света!
от поверхности оболочки. Особый интерес представляют собой спроекти-
рованные и построенные фирмой «Дикерхоф и Видман» в сотрудничестве
Фиг. 16. 66. Напряженно армированные ци-
линдрические оболочки покрытия выставочного
зала в Дюссельдорфе с наклонно расположен-
ными натягиваемыми стержнями в углах по
краям оболочек (общество «Дикергоф и
Видман»)
536
с Управлением германских союзных железных дорог оболочки, образую-
щие покрытие железнодорожных платформ (фиг. 16. 69 и 16. 70); эти
оболочки, перекрывающие пролет в 12 ж и выступающие с обеих сторон
на 6 ж в виде консолей, подвергнуты предварительному напряжению в>
продольном и поперечном направлениях (в коротких верхних ребрах) и
потому выполнены без кровельного изоляционного слоя.
натянутая арматура ригеля рамы
JL
0,53
И
|н
III г
^SNc^':'.;
; «х >с 'xi 4)/i ;)i
, ' i
1 >< X *>Z Ъ?' X""U .1 ) i
ЩШ
1 • 1
С Г\л ч^С >" >х" \
t^Osr Оч" чХ v ^uv
'.
С""'
i
\
t
!
Т) i
i
1
т
\
1
t
\
1
1
1
1
//'
V
\
\
i
ШЯУУЩ
\ ,'iiil.W ^ X КrX i
\ * » V
' ' ¦ i
i ' > /
/ ' ' ' L
. {/ИХ К 2k >^ХУ ix! i
' ' ' '
/ ' '' ' ' 1
', '/' '.', у\ 'X.'Ух\
Щ
>
-г'
ft
1
i'
ч'
II
i
-Разбрртно обапачпи 3t)?2s~ —
-ЛЬ
Фиг. 16. 67. Выставочный зал V (Мюнхен); консольная рама и план (развертка)
оболочки с указанием расположения элементов натягиваемой арматуры
(общество «Дикергоф и Видман»)
На фиг. 16. 71 представлен общий вид покрытия платформы в
Кобленце.
В заключение приведем еще описание покрытия запроектированного
проф. Шеллингом и д-ром Финстервальдером и построенного в 1953 г.
фирмой «Дикерхоф и Видман» шварцвальдского павильона в Карлс-
руе (фиг. 16. 72 и 16. 73). Архитектор запроектировал висячее покрытие
седловидной формы; инженер разработал взамен него, из-за несколько
537
не соответствующей для висячей конструкции формы в плане, жесткую
напряженно армированную оболочку, которая уже по размерам — 75 м
длины и 46 ж ширины — представляет собой примечательную тонкостен-
ную несущую конструкцию нового типа. Провес в продольном направле-
Фиг. 16. 68. Внутренний вид выставочного зала V (Мюнхен);
видны ребра жесткости пологой оболочки (общество «Дикергоф
и Видман»)
нии составляет 4,5 ж; стрела обратного свода в поперечном направлении
составляет 1,25 м. По меньшему пролету расположены напряженно арми-
рованные поперечные диафрагмы, к которым подвешены стержни про-
дольной арматуры. Реакции диафрагм передаются наружному обжатому
шясу. Его форму обеспечивают поперечные натянутые стержни, распо-
Поп еречный разрез
Фиг. 16. 69. Поперечный разрез покрытия над перронной
платформой в Кобленце (общество «Дикергоф и Видман»)
ложенные в нижних ребрах. Суммарная сила натяжения продольной
арматуры составляет 2 000 г.
Преимущество этой оболочки по сравнению с конструкцией подвесного
типа в очень малой деформативности. С другой стороны, она должна
'была возводиться на сплошной опалубке, между тем как возведение
настоящего подвесного покрытия осуществляется проще. Кроме того, ежа-
538
Продольный разрез
Продольная натянутая арматура
Ддухнонсольная колонна
• /Д5*
^.^^^feJ/^^^^^^^H^^^^^^^^jg?m
(- 5,00 -*¦
i
\l 1
•
- 12 00 *-
Поперечная натянутая арматура
Фиг. 16. 70. Расположение элементов натягиваемой арматуры в раме и
оболочке; к фиг. 16. 69
Фиг. 16. 71. Вид сверху на готовое покрытие платформы
в Кобленце (общество «Дикергоф и Видман»)
тый пояс подвесной конструкции должен иметь соответствующее более
благоприятное очертание. Несомненно, что в этой области будут сделаны
дальнейшие, заслуживающие внимания применения предварительно на-
пряженного армирования.
Фиг. 16. 72. Общий вид шварцвальдского зала в Карлсруе во время
укладки стержней натягиваемой арматуры
Распопотенир натянутой арматуры
Пробельная натянутая
арматура
Поперечная натянута*-
~~ арматура
Сжатый пояс
Вид снизу
Фиг. 16. 73. План оболочки, изображенной на фиг. 16. 72, и
расположение элементов натягиваемой арматуры
16. 7. НАПРЯЖЕННО АРМИРОВАННЫЕ АНКЕРНЫЕ
УСТРОЙСТВА ОСНОВАНИЙ
Зачастую возникает необходимость заанкеровать массив оснований
или других строительных элементов при их работе на * растягивающие
усилия. Для этой цели весьма целесообразно использовать напряженно
армированные анкерные устройства, так как они отличаются незначи-
тельной деформативностью и остаются свободными от трещин.
540
630 оципповаппы*
Стальных- продолоп
^ 5 мм
P?5c*i ¦
Обмазка
битумом
Три&па для пргне-
•рфп/Я р
г ^инистый мергель р
Фиг. 16. 74. Последующая анкеровка бетонной плотины Шёрфа натя-
гиваемыми проволочными пучками. Справа — детали пучка (данные
о натяжной головке — см. гл. 3. 11)
, , Продольный разрез по оси ьабъля
Кабель моста
Трибы Р^Ю
¦ жбртониро&оть
Шпунтовая —J
стена || ж
'Предполагаемый—%
txpau спапы
Фиг. 16. 75. Напряженно армированные анкерные сваи под устоем
висячего моста через Мозель (Велен)
Продольный разрез
ВЗ'ОО
До натяжения заполнить
цементным раствором
Раствор при натяжении
через эти отдерется бсасы
баете? в образующееся
пространство. Натяжное
устройство не снимать
до схватывания
Спиральная обмотка 0 (6 мн
Й
В 300^
, Шлакобетон ц* 300 кг/м3
Одним из самых ранних применений была последующая анкеровка
плотины в Шерфа (Франция) при помощи заанкерованных в скале на-
тянутых элементов по системе
Разрез по д-я М. Койне (фиг. 16. 74) [19]. В
каждый из пробуренных каналов
диаметром 25 см были введены по
630 оцинкованных проволок диа-
метром 5 мм в виде параллельного
пучка, которые связывались через
50 см. Затем снизу, приблизитель-
но на высоте 7 м, было подана
под давлением цементное молоко
в качестве анкерующего средства.
Выше пучок был покрыт битуми-
нозным слоем, а наверху прово-
локи были разведены, загнуты
крюками и забетонированы в бло-
ке с прочной обмоткой. При по-
мощи гидравлических домкратов
пучки подвергли натяжению силой
в 1 000 г. На плотине Фергут по-
добными же пучками был под-
вергнут предварительному напря-
жению нарощенный выступ.
Автор этой книги при построй-
ке моста через Мозель у Велена
[117] применил закрепление в ска-
ле заднего конца берегового устоя
висячего моста с помощью рабо-
тающих на растяжение анкеров в
виде напряженно армированных
свай (фиг. 16. 75 и 16. 76). Для
этого сначала пробурили сква-
жины диаметром 40 см, которые
на достаточной глубине были рас-
ширены в виде луковиц. Над ними
в бетонном массиве были зало-
жены соответственно расположен-
ные стальные трубы. В подготов-
ленный таким образом канал
ввели предназначенный для натя-
жения трос с анкерными голов-
ками (коушами) на концах. Ниж-
ний анкер забетонировали в рас-
ширенном конце скважины. Трос
был смазан маслом и обмотан
стальной лентой, так что можно
было бетонировать и остальную
часть скважины. У поверхности со-
прикосновения устоя с грунтом
уложили слой бетона высотой
1—2 м, с низким модулем упругости ЕА, что позволило притянуть устой
к основанию. После затвердения бетона тросы были натянуты силой в
200 т каждый и закреплены в этом положении.
Для основания моста через Рейн в Кельне-Мюльгейме автор предло-
ч^здр^т
нижний «рай упора
Пучок патентованной
* конструкции с оболочкой
ф 65 мм, разрушающая
нагрузка не нише 366 т,
пучоп до установки густо
с мазать /пиром и обмотать
полосовой сталью
бетон 6300 с расходам
цемента чЭО к? / ^?
бетон укладывается
через стальную трубу
Головки пучка if о уста-
новки заполнить бето-
ном
Спираль
Фиг. 16. 76. Детали напряженно армирован-
ной сваи для моста в Белене
542
жил в 1949 г. такое же решение. При решениях аналогичного типа можно
использовать конструкцию свай Франки и вместо обыкновенной арматуры
со спиральной обмоткой установить расположенный по оси сваи элемент
натянутой арматуры.
М. Биркенмайер в работе [192] сообщает о предварительно напряжен-
ных анкерах в скале, которые он выполнил по способу BBRV. Для закреп-
Элементы потянутой арма-
туры по чО продолок $5 мм
L
•ч4
\СтапьнО\
упор
Главный анкер„BBRV
Установочное полаио -
С капо
%, Скважина ФЮОмм участок
о* чОйЗмм он неробки
Промету точный
спои бетона
- 5.00-
I
\Участок инъекции разбором
1 или участок онкербвки
5 м
глубина скдамигнз! /5 ^25м
Труба для нагнетапир
раствора 0 У**
Пабплабнар
ппито
1-
авд^тта^и -gy nut, v и v»l
^Концедое анкерное Соединительна})
устройство деталь с уллотна
4 С пд а мима 0 100 мм юицей ман**егпой
Промежуточный спои
бет оно
Фиг. 16. 77, Анкер типа ББРФ для закрепления в скале опоры кранового пути,
рассчитанный на растягивающую силу в 250 т (по Биркенмайеру)
-30
Sm L
Участок анкрродии
ления опоры рельсового пути крана были заанкерованы в скале на глу-
бине до 25 м 4 элемента натягиваемой арматуры, рассчитанные на натя-
жение в 250 г (фиг. 16. 77). В пробуренную скважину диаметром 100 мм
были помещены арматурные элемен-
ты, состоявшие каждый из 40 про-
волок периодического профиля диа-
метром 5 мм из стали марки Ст. 170.
На внутреннем конце пробуренной
скважины арматурный элемент ан-
керовался в скале на длине 5 ж с
помощью поданного туда под давле-
нием цементного раствора; здесь же
для повышения надежности заделки
установили стальной анкер типа
BBR. Участок анкеровки был отде-
лен от остальной скважины уплот-
няющей кожаной манжетой.
Посредине через пучок проволок
проходила трубка диаметром 19 мм
для нагнетания раствора, на конце
которой сделано несколько отверстий
для выхода нагнетаемого раствора.
Если после затвердения раствора
на участке анкеровки подвергнуть
арматуру натяжению, то анкерная плита будет прижата к скале силой
натяжения, а следовательно, и скала окажется под воздействием этого
давления.
Фиг. 16. 78. Анкеровка откалываю-
щихся частей скалы на дороге Арль-
берг при помощи анкеров типа ББРФ,
рассчитанных на усилие в 80 т каждый
(по Биркенмайеру)
543
Создаваемое натяжением предварительное напряжение в арматуре av
почти не изменяется при воздействии внешней нагрузки на опорную кон-
струкцию, так как растягивающая сила уменьшает давление прижатой
наружной опорной плиты и, таким образом, воспринимается незначитель-
ным сжатием скалы. По расчету Биркенмайера увеличение сет при модуле
упругости скалы в 50 000 кг/см2 составляет приблизительно 6%, а при
Е = 400 000 кг/см2 — всего лишь 0,8% предварительного напряжения.
После натяжения арматуры оставшийся участок пробуренной сква-
жины был заполнен цементным раствором, чтобы предохранить натянутые
'проволоки от коррозии.
Конечно, ничто не мешает употреблять для таких анкеров также и эле-
менты натягиваемой арматуры обычного типа, которая, например, анке-
руется путем заделки в бетоне гофрированных концов проволок и вне
участка анкеровки располагается в жестяной трубке.
Анкеры такого типа могут быть использованы также для предохране-
ния от обвала выветрившихся частей скалы. Это было осуществлено,
например, на Альбергской дороге (фиг. 16. 78), где были заложены ан-
керы на глубину до 30 м. Пробный анкер через 8 месяцев потерял лишь
5% своей силы предварительного напряжения. Несомненно, что с по-
мощью таких анкеров можно закрепить против обвала большие участки
-скалы, если позаботиться о том, чтобы в расселины не проникала вода,
которая зимой при замерзании может вызвать распорные усилия, превос-
ходящие силы натяжения.
Глава 17
17. ВОПРОСЫ ОГНЕСТОЙКОСТИ
17. 1. ОБЩИЕ ЗАМЕЧАНИЯ
При крупных пожарах во время второй мировой войны качественные
железобетонные сооружения с хорошо защищенной арматурой показали
себя достаточно огнестойкими, хотя защитный слой бетона часто после
пожара отваливался. Железобетонные каркасные сооружения во многих
случаях удавалось после исправления снова использовать. Эта выгодная
особенность железобетона объясняется тем, что напряжения, действую-
щие в арматуре в период пожара, как правило, незначительны по своей
величине, а качество обычной ненаклепанной арматурной стали таково,
что после нагрева она восстанавливает свои прочностные характеристики.
В отношении напряженно армированного железобетона дело обстоит
менее благоприятно. В предварительно натянутых стержнях действуют
высокие напряжения, причем, как правило, они изготовляются из хо-
лоднотянутой или термически улучшенной стали; поэтому в случае превы-
шения указанных в гл. 2. 14 температур в арматуре проявляется теку-
честь. В результате после пожара арматура может потерять в натяжении
и снизить свою прочность. Критическая температура в зависимости от
сорта стали составляет 300 ~ь 400°С; следовательно, для огнестойкости на-
пряженно армированных железобетонных балок необходимо позаботиться
о том, чтобы критическая температура натянутой стали даже при дли-
тельном пожаре не была превышена.
Прежде всего приведем краткое описание результатов некоторых
испытаний перекрытий из напряженно армированного железобетона на
огнестойкость.
17. 2. ДАННЫЕ ОБ ИСПЫТАНИЯХ НА ОГНЕСТОЙКОСТЬ
17. 21. ИСПЫТАНИЯ СТРОИТЕЛЬНОЙ ИССЛЕДОВАТЕЛЬСКОЙ СТАНЦИИ
МИНИСТЕРСТВА СТРОИТЕЛЬНЫХ РАБОТ, ЛОНДОН, ФЕВРАЛЬ 1949 г.
Отчет № 73 (Building research station of the Ministry of Works)
Перекрытие состояло из изготовленных на стенде струнобетонных
балок; марка бетона В 490; пролет 3,6 м (фиг. 17. 1). На нижних полках
балок уложены насухо пустотелые легкобетонные блоки, по ним — за-
полнение из тощего бетона и цементный пол толщиной 25 мм; внизу
гипсовая штукатурка, нанесенная в два слоя толщиной 7 и 3 мм. Арма-
тура балок из шести холоднотянутых проволок диаметром 2,64 мм, пре-
дел прочности стали 228 кг/мм27 полезная нагрузка во время испытания
35 — 3206
545
150 кг/м2. Результаты испытаний на огнестойкость приведены на фиг. 17. 2-
измерение температуры производилось в течение 2 час, причем огонь
действовал в пространстве под перекрытием.
Из рассмотрения фиг. 17. 2 следует, что прогиб перекрытия все время
возрастал; приблизительно через 2 часа перекрытие полностью обруши-
Пустотелые \ i
блспи из лег-
кого бетона ^
Гипсовая
железобетонная балка
Фиг. 17. 1. Поперечный разрез испытанного перекрытия. Справа — кривая рас-
пределения температуры через 125 мин. после начала пожара, Размер 2,5 выше
точки-Л представляет собой толщину гипсовой штукатурки, приведенную к тол-
щине бетона
лось. Нужно еще отметить, что через 30 и 45 мин. на штукатурке обра-
зовались трещины, но штукатурка все же до конца не осыпалась. Этот
тип перекрытия был отнесен к английскому классу Е, который гаранти-
рует получасовое сопротивление действию огня. Гийон [125] оценивает
распределение температур в
ttoo, ¦—. 1 1 1—. толще перекрытия незадолго*
,000\ l__J 1 т , -«-[- А до разрушения, через 125 мин.
-*~ после начала пожара, так,
как это графически пред-
ставлено на фиг. 17. 1, рядом
с поперечным разрезом пере-
крытия.
17. 22. ИСПЫТАНИЯ ТОЙ ЖЕ
ЛОНДОНСКОЙ СТАНЦИИ,
АВГУСТ 1949 г. ОТЧЕТ № 94
Перекрытие состояло из
изготовленных на стенде пу-
стотелых струнобетонных ба-
лок; бетон марки В 420; про-
лет 3,6 м\ арматура из холод-
нотянутых проволок диамет-
ром 3,25 мм) предел прочности
не указан; толщина нижней
плиты, армированной прово-
лочной сеткой, 19 мм; защит-
ный слой нижних натянутых-
проволок 19 мм; • толщина
верхней плиты 32 мм\ слой гипсовой штукатурки толщиной 13 мм\ полез-
ная нагрузка во время испытания 490 кг/м2 (фиг. 17. 3). На фиг. 17. 4
представлены результаты испытания, причем линии a, b и d означают
то же, что и в 17. 21, а линия с характеризует температуру на уровне рас-
положения нижней натянутой проволоки. Перекрытие разрушилось через-
88 мин. после начала пожара. Следует отметить, что уже через 10 мин.
\20**ин
Фиг. 17. 2. Температуры в различных точках пе-
рекрытия, представленного на фиг. 17. 1, и про-
гибы в середине пролета в зависимости от про-
должительности пожара
а — температура на нижней поверхности перекрытия;
о — температура на верхней грани перекрытия; с — тем-
пература в стенке балки на высоте 57 мм от низа;
d — прогибы в середине пролета
546
после начала пожара часть штукатурки отвалилась. При опенке резуль-
татов следует учесть высокую полезную нагрузку. Гийон [125] оценивает
распределение температур в толще перекрытия через 90 мин. после на-
ступления пожара графиком, приведенным на фиг. 17. 3, рядом с по-
перечным разрезом перекрытия.
35
цементный
пол . ?« Ц='. •. о
Предбарительы
напряженная
пустотелая
бапма
Гипсовая
штунатурна -г-
J5°C
Натянутые
проволоки
еао'С
Фиг. 17. 3. Поперечный разрез второго испытанного перекрытия. Справа — кривая
распределения температуры через 90 мин. после начала пожара
3D 60
Время
Фиг. 17. 4. Температуры и прогибы перекрытия,
представленного на фиг. 17. 3, в зависимости
от продолжительности пожара
17. 23. ИСПЫТАНИЕ ЛОНДОНСКОЙ СТАНЦИИ, ИЮЛЬ 1950 г. ОТЧЕТ № 140
Перекрытие пролетом 3,65 м, представленное на фиг, 17. 5, состояло
из балок системы акционерного общества «Штильтон», с установленными
на них керамическими пустотелыми блоками и верхним слоем бетона тол-
щиной 41 мм. Нижняя поверхность покрыта гипсовой штукатуркой тол-
щиной 10 мм, нанесенной в два слоя. Балки подвергнуты предваритель-
ному напряжению при помощи арматуры из проволоки диаметром 4 мм,
сталь марки Ст. 175. Полезная нагрузка во время пожара 214 кг/м2.
На фиг. 17. 6 приведены данные об изменении температуры при пожаре;
линия с характеризует температуры на уровне расположения натянутых
проволок. Перекрытие разрушилось через 1 ч. 48 м., причем через 7 мин.
обвалилась часть гипсовой штукатурки. Позднее в штукатурке появились
продольные и поперечные трещины. В средних балках натянутые прово-
локи разорвались, что, возможно, объясняется слишком высоким пред-
35*
547
верительным напряжением — 130 кг/мм2. Температуры на уровне рас-
положения проволок вследствие теплоизоляционного эффекта керамико-
вого слоя ниже, чем в описанных выше струнобетонных балках. Гийон
бетон
Пустотелые.
керамиковые^
Злоки ??"
1
**'* 'Гипсовая Натянутые wodwto^T гипсовой штунетурни
штукатуры ни * W пересчетемд 6enSa» *
Фиг. 17. 5. Перекрытие акционерного общества «Штальтон» (Цюрих).
Справа — распределение температуры в толще перекрытия через
100 мин. после начала пожара
f 125] оценивает распределение температур в толще перекрытия незадолго
до обрушения, через 100 мин. после начала пожара, графиком, пред-
ставленным на фиг. 17. 5, ря-
то, , : г г т—-.—> дом с поперечным разрезом
перекрытия.
17. 24. ИСПЫТАНИЕ НА ОГНЕ-
СТОЙКОСТЬ, ВЫПОЛНЕННОЕ
В ГОЛЛАНДИИ
Г. Баар сообщает об од-
ном испытании на огнестой-
кость балки длиной около
12 м и высотой 62 см\ обжа-
тие бетона осуществлялось
путем натяжения пучка си-
стемы Маньеля, защитный
бетонный слой для которого
составлял не меньше 5 см
[126, 142]. Балка была нагру-
жена эксплуатационной на-
грузкой из бетонных блоков.
Нагрев производился снизу,
причем максимальная темпе-
ратура на поверхности ниж-
ней полки балки достигла около 710° С. На поверхности пучка при
этом температура поднялась максимально до 271° С. Балка прогнулась
в общем приблизительно на 19 см, но после охлаждения не показы-
вала какого-либо заметного ухудшения своей несущей способности.
Кривая зависимости температуры от времени приводится Г. Бааром.
Фиг. 17. 6. Температуры и прогибы перекры-
тия, представленного на фиг. 17. 5, в зави-
симости от продолжительности пожара
а — температура на нижней поверхности перекрыта»;
Ь — температура на верхней поверхности перекрытия;
с — температура в точке на 57 мм выше нижней по-
верхности перекрытия; d — прогиб в середине пере-
крытия
17. 25. ИСПЫТАНИЯ ЛОНДОНСКОЙ СТАНЦИИ, ВЫПОЛНЕННЫЕ
НАД БАЛКАМИ С ПОСЛЕДУЮЩИМ НАТЯЖЕНИЕМ
^(Из отчета о Первом международном конгрессе в Лондоне с 6 по 9 октября 1953 г.
Международного объединения по предварительно напряженному железобетону [187].
доклад А. В. Хилла)
Напряженно армированные тавровые широкополые балки, попереч-
ные сечения которых представлены на фиг. 17. 7, были подвергнуты дей-
ствию огня в соответствии с температурной кривой по Британским нор-
S48
мам (фиг. 17. 8), с доведением до разрушения. При этом состав бетона,
вид натягиваемой проволоки и величина контрольного предварительного
напряжения для всех подвергнутых испытанию балок были одинаковые.
К сожалению, отсутствуют другие данные на этот счет. Толщина защит-
Цизмрция
Фиг. 17. 7. Поперечные сечения английских опытных
балок (1952 г.)
ного слоя пучка, нагрузка и размеры балок видоизменялись. Приведенные
на фиг. 17. 7 размеры относятся к пролету в 6 м. В действительности опыты
проводились над балками в 74, 3/s и Vs указанного размера, чтобы можно
было сделать выводы о значении размеров балки. Отсутствуют данные о
величине нагрузки; очевидно, принималась
эксплуатационная нагрузка.
Результаты испытаний на огнестойкость
представлены на фиг. 17. 9. Они показывают,
что незащищенные балки с уменьшенными мас-
штабно размерами выдержали испытание лишь
в течение от У2 до 3Д часа; на основании
woo
800
to
^ чоо\
<*
S 200 р
01
_1
*з г
ъ о\
12 3*56
Время в ч
Фиг. 17. 8. Английская
стандартная температурная
кривая для испытаний на
огнестойкость
Ltf с 5 см
\ изоляцией
\„а"с 2,5См
изоляцией
\„а''мезащищ
'/
i
?ммая
* *
•
И
ь У
+~~ ... . 1
и-;
за 1прцня
Масштаб испытуемой балки
ёеяищта по фиг 17/7
Фиг. 17. 9. Результаты испытаний на огнестойкость
балок различных размеров по фиг. 17. 7
экстраполяции можно ожидать, что балка пролетом 6 ж с бетонным за-
щитным слоем в 10 еж может держаться около 3 час.
Защитный изоляционный слой толщиной 2,5 см (вероятно, газобетон)
обеспечит для балки натуральных размеров огнестойкость более чем в
'течение 4 час. Защитный изоляционный слой толщиной 5 см делает балку
практически совершенно огнестойкой.
Из доклада видно, что бетон с заполнителем из гравия не крошится,
если испытуемые конструкции обладают толщиной, — не менее 5 см.
Разрушение определяется исключительно увеличением температуры в
пучке^натянутых проволок. Огнестойкость в течение 2 час. достигается за-
щитой пучка бетонным слоем толщиной 6 см. Для огнестойкости в тече-
ние 4 час. или более необходим внешний изоляционный слой.
549
Существенно то, что балки ни в одном из случаев не разрушались вне-
запно. Прогиб увеличивается медленно, причем перед обрушением воз-
никают отчетливые трещины. Таким образом, пожарный персонал может
быть своевременно предупрежден об опасности [168, 142].
17. 3. ВЛИЯНИЕ НИЗКИХ ТЕМПЕРАТУР
До настоящего времени не возникало сомнений по вопросу о влиянии
низких температур на работу железобетонных конструкций и не прово-
дилось в этом направлении никаких испытаний. Эта точка зрения была
подтверждена опытами Г. Гьюге в Гентском университете, описанными
Г. Маньелем (журнал «Precontrainte» № 1, 1952).
Две балки с поперечным сечением 30X60 и 30X40 см пролетом около
6,3 м были изготовлены вместе с кубиками при 20° С. Образцы в возрасте
28 дней охлаждались в изолированных деревянных ящиках твердой угле-
кислотой в течение 36 час. до —43° С. Такие же образцы в одинаковом
возрасте для сравнения испытывались при температуре около 20° С.
Результаты представлены в следующей таблице, причем А, В и С обо-
значают: А — обычные железобетонные балки: (В — напряженно арми-
рованные железобетонные балки; С — цементный раствор, нагнетав-
шийся в каналы.
При испытании определяли модуль упругости и расчетную величину
предела прочности бетона на растяжение при изгибе непосредственно пе-
ред появлением первой трещины.
А
В
С
Предел прочности бетона в кг/см2
для кубика 20X20X20 см ... .
То же, для кубика 10X10X10 см . .
Расчетный предел прочности бетона
на растяжение при изгибе перед
появлением трещин в кг/см2 . . .
Модуль упругости в т/см2
Предел прочности в кг/см2 для ку-
бика 20X20X20 см
То же, для кубика 10X10X10 см . .
Расчетный предел прочности бетона
на растяжение при изгибе в кг/см2
перед появлением трещин ....
Модуль упругости в т/см2
Предел прочности раствора для ку-
бика 10X10X10 см
при ао°с
292
261
37
365
570
643
51
402
372
При — 40ОС
640
455
114
450
794
820
*
108
350
615
После возвращения
к 20° С
315
315
42
390
615
—
61
420
360
Заслуживает особого внимания то обстоятельство, что сильно охлаж-
денные балки по возвращении к нормальной температуре 20° С имели
более высокие прочностные показатели, чем до охлаждения.
17. 4. ВЫВОДЫ ИЗ ИСПЫТАНИИ НА ОГНЕСТОЙКОСТЬ
Обычные напряженно армированные железобетонные балки с защит-
ным слоем бетона толщиной 30 мм и с дополнительной защитой в виде
10-мм слоя гипсовой штукатурки могут обладать лишь кратковременной
550
огнестойкостью — в течение от 0,5 до 1 часа, если при пожаре темпера-
тура изменяется от 900 до 1000° С,
Если натянутую арматуру защитить слоем по крайней мере толщиной
50 мм, то огнестойкость возрастает до 1—2 час. В несущих конструкциях
зданий следовало бы поэтому покрывать натянутую арматуру защитным
слоем толщиной до 50 мм, для того чтобы предотвратить при пожаре их
обрушение.
При необходимости* обеспечить сохранение прежней несущей способ-
ности следует защищать напряженно армированные балки теплоизоли-
рующим материалом, например плитами из газобетона толщиной 50 мм
или лее асбестовыми плитами (не асбестоцементом) толщиной 10—20 мм.
Особую приемлемость для этой цели показали испытания на огнестойкость
Института по испытанию материалов в Штуттгарте, проведенные в 1951 г.;
газобетонная плита толщиной 15 см, объемным весом 0,8 г/ж3, фирмы
«Гебель» (Мемминген), покрытая с обеих сторон известковой штукатур-
кой толщиной около 4 мм, после 1,5-часового нагрева огнем по нормам
DIN 4Г02 с температурами до 1050° С имела на поверхности со стороны,
противоположной нагреваемой огнем, температуру примерно лишь 17° С
при температуре воздуха 12° С, причем без появления трещин, хотя ее
поливали водой для тушения огня. Если, таким образом, в плите тол-
щиной 15 см перепад температуры составлял выше 1000°, то для 300° С
достаточна будет толщина 50 мм; при более легком газобетоне с объем-
ным весом 0,5 т/ж3 достаточно будет даже плиты 30 мм толщиной, для
того чтобы даже при пожаре, продолжающемся в течение нескольких
часов, температура арматуры оставалась достаточно низкой.
Тонкие плиты из газобетона (аэрокрета) лучше укладывать в опа-
лубку до бетонирования, для того чтобы газобетон своими открытыми
порами хорошо связался с бетоном. Этим способом можно придать напря-
женно армированным железобетонным несущим конструкциям нужную
огнестойкость.
В последнее время была установлена возможность наносить путем на-
брызга на поверхности сборных напряженно армированных железобетон-
ных балок слой бетона-вермикулита, который состоит из высокопористой
слюды и цемента. Вероятно, достаточен будет слой толщиной 2—3 см для
достижения огнестойкости в течение 4 час.
Если удлинение деформирования несущих конструкций при нагреве
до высокой температуры ограничено какими-либо препятствиями, то
огнестойкость уменьшается, так как в этом случае нижний, защитный слой
откалывается под действием сжимающих напряжений. Защитные слои
толщиной более 40—50 мм следует всегда усиливать поэтому проволоч-
ными сетками.
Глава 18
18. ВАЖНЕЙШИЕ ИСПЫТАНИЯ НАПРЯЖЕННО
АРМИРОВАННЫХ КОНСТРУКЦИЙ
ДО РАЗРУШЕНИЯ
В связи с разработкой напряженно армированных железобетонных
конструкций были проведены многочисленные испытания до разрушения,
о главнейших результатах которых здесь следовало бы рассказать. Так
как, однако, обработка результатов по единой методике, как это необ-
ходимо для сравнения, требует длительной работы, то это замедлило бы
без нужды появление в свет данной книги.
Таким образом, изложение и сопоставление основных результатов этих
испытаний автор откладывает до второго издания. Здесь укажем пока на
опубликованную до настоящего времени литературу.
Наиболее старые немецкие испытания до разрушения были проведены
фирмой акционерного общества «Вайсе и Фрейтаг» над балками, изго-
товленными на стендах. Отчеты об испытанных «франкфуртских» и «дрез-
денских» балках можно найти у Оппермана [44].
Г. Маньель сообщает в своей книге [81] об испытаниях до разрушения
балок с последующим натяжением при наличии сцепления и без него.
М. Р. Рош в отчете № 155 [70] приводит результаты многочисленных
статических и динамических опытов над балками, изготовленными на
стендах.
Сведения об особенно важных испытаниях балок длиной 20 м, выпол-
ненных Управлением германских союзных железных дорог (опыты, в
Корнвестгейме в 1950—1951 гг.), приведены в [217].
Результаты испытаний для определения предела выносливости при
переменных нагрузках, проведенные Управлением германских союзных
железных дорог, еще не опубликованы.
В США в связи с сооружением моста «Волнат Лейн» в Филадельфии
(Маньель) была подвергнута испытанию до разрушения балка длиной
48 м, а в связи с постройкой моста «Тампа-Бей» — балка длиной 14 ж
(Eng. News Rec, 1949, ноябрь).
Недостаточный запас прочности у моста «Фестиваль» в Лондоне
(Фрейсине) и наблюдавшиеся там недостатки, связанные с дефектами
нагнетания раствора, описаны в [157].
О первых опытах с 'неразрезными балками Гюйона уже упоминалось
в 11. 72 [183].
Глава 19
19. РЕКОМЕНДАЦИИ ПО ПРОИЗВОДСТВУ РАБОТ
Современное развитие техники возведения инженерных сооружений
принципиально связано с большей тщательностью и точностью выполне-
ния работ, чем прежде. Это особенно относится к напряженно армиро-
ванному железобетону.
19. 1. ЭЛЕМЕНТЫ НАТЯГИВАЕМОЙ АРМАТУРЫ
Сталь, предназначенная для напряженной арматуры, доставляется в
предохраняющей от ржавчины упаковке; соответственно до применения в
дело ее следует хранить под крышей в сухом месте. Во время сборки и
установки арматурных элементов сталь следует тщательно предохранять
от повреждений, особенно от надрезов или высоких температур, вызывае-
мых сварочными устройствами, чтобы не возникли дефекты, которые при
высоких напряжениях могут повести к повреждению.
Фиг. 19. 1. Элементы натягиваемой арматуры опираются на бетонные подкладки,
канавки в которых предохраняют эти элементы от боковых смещений
Размещение элементов натягиваемой арматуры должно быть тща-
тельно и точно выдержано по проекту и так зафиксировано, чтобы оно не
изменилось в процессе бетонирования. Это относится также и к положе-
нию приспособлений для устройства каналов, например резиновых шлан-
гов и т. п. Высота подкладок для арматурных элементов должна быть
выполнена с точностью до 1 мм, так как положение элементов арматуры
553
Фиг. 19. 2. Элемен-
ты натягиваемой ар-
матуры уложены на
продетых сквозь опа-
лубку отрезках ар-
матуры, которые по-
сле уплотнения бето-
на вытаскиваются;
остающиеся при
этом отверстия при
дальнейшем вибро-
уплотнении смыка-
ются
по высоте сечения, согласно изложенному в гл. 10, должно соблюдаться
•с особой тщательностью.
В качестве подкладок используют бетонные призмы, плитки или
бруски, снабженные по возможности желобками или штырями для фик-
сации положения арматурных элементов в боковом направлении (фиг.
19. 1). Подставки не должны быть слишком малыми,
4е— ч (?т^ для того чтобы сохранять устойчивость и иеподвиж-
ГЙ МТ===Т ность при укладке бетона. Они должны изготовляться
из бетона того же состава и той же марки, что и
бетон несущей конструкции; следовательно, их нель-
зя выполнять так, как это принято, из какого-нибудь
.обычного раствора.
Если элементы натягиваемой арматуры устанав-
ливают в несколько рядов один над другим, то в
таком случае для обеспечения расстояния между
ними можно над нижними бетонными накладками
поместить другие бруски. Они более целесообразны,
чем круглая или полосовая сталь.
Если арматурные элементы помещаются в стен-
ках балок, то их можно укладывать на продетые
поперек опалубки круглые стержни (фиг. 19. 2), ко-
торые извлекают непосредственно после первого
уплотнения бетона. В процессе дальнейшего уплот-
нения отверстия от стержней заплывают. При тол-
щине стенок примерно до 30 см для этого доста-
точно обрезков твердой проволоки диаметром от 5
до 6 мм, при толщине от 40 до 50 см — проволоки
диаметром 8 мм.
Если арматурные элементы размещены в сечении относительно высоко,
то их можно подпереть стойкой в виде хомута, на котором укреплены
поддерживающие стержни (фиг, 19. 3). Хомуты целе-
сообразно снизу закрепить в бетонном блоке.
При расположении мощных арматурных элемен-
тов в несколько рядов следует применять стойки из
полосовой стали или уголков; по стойкам на проект-
ной высоте укладываются поперечные стержни на
заранее подготовленные выступы или в просверлен-
ные отверстия, каждый раз после укладки нижеле-
жащих элементов натягиваемой арматуры (фиг.
19. 4).
iB качестве таких опор под составные элементы
применялись также железобетонные колонны (фиг.
19. 5). При изготовлении балок высотой 4 м состав-
ной арматурный элемент, заключенный в кожух раз-
мером 20X22 см, устанавливали на заранее изготов-
ленных бетонных консолях, прикрепленных с по-
мощью забетонированного болта к внутренней опа-
лубке главной балки (фиг. 19. 6).
В Швейцарии для этой же цели были использо-
ваны прикрепленные к опалубке консоли из круглой стали, причем у грани
балки устанавливались конусные гайки типа «Лукон», которые удаляются
после бетонирования (фиг. 19. 7). Положение пучка фиксируется в боко-
вом направлении выступами на кронштейне.
На концах элементов натягиваемой арматуры нужно обеспечить без-
упречную перпендикулярность и незыблемость анкерных плит или под-
Фиг. 19. 3. Элемен-
ты натягиваемой ар-
матуры на хомутах
из полосовой стали
с поперечными
стержнями
554
Фиг. 19,
турных
4. Несколько рядов мощных арма-
элементов целесообразно распола-
гать друг над другом на стальных стойках
кладок для последующего опирания натяжных домкратов. Необходимо
также следить на концах за тем, чтобы арматурные элементы при изме-
нениях температуры имели возможность изменять свою длину, т. е. чтобы
они становились при охлаждении короче, а при нагревании — длиннее.
Поэтому следует устраивать один конец возможно более подвижным в
продольном направлении или, например, обеспечивать на натяжных бло-
ках избыточную длину ^проволок для последующего укорочения, уста-
навливая между блоком и про-
волокой деревянные прокладки.
Прокладка должна быть вынута
перед ожидаемым охлаждением,
например вечером.
Размер таких прокладок или
мера подвижности выбирается в
•соответствии с ожидаемыми изме-
нениями температуры. Например,
летом во время установки натяги-
ваемых проволок их температура
от нагрева солнечными лучами
может достигнуть 60° С, тогда как
ночью она может охладиться при-
близительно до 15° С, так что сле-
дует учитывать температурный пе-
репад в 45° С. В неразрезных бал-
ках с криволинейными арматурны-
ми элементами изменение длины
пучка от температуры приводит к
тому, что изменяется стрела его
провисания. Может случиться, что при охлаждении пучок отделится от
своих подпорок в пролете и натянется более или менее свободно между
крайними опорами, которые в этом случае должны быть в состоянии нести
вес натянутой арматуры всего про-
лета.
Если между установкой арма-
туры и нагнетанием цементного
раствора в канал после натяжения
пройдет больше двух или трех ме-
сяцев, то рекомендуется при уста-
новке проволок смазывать их мас-
лом, чтобы предохранить их на это
время от ржавчины. При этом це-
лесообразно применять масло фир-
мы «Shell, Donax С°», которое
легко удаляется путем промывки
водой. Если для смазки использу-
ются другие масла, то проволоку
следует промывать трихлорэтиле-
ном непосредственно перед нагне-
танием раствора. Небольшой оста-
ток масла на арматурных элемен-
тах, согласно опытам Института имени Отто Графа, не вредит ни сцепле-
нию, ни прочности раствора [188].
Если для элементов натягиваемой арматуры применяются оболочки
из листовой стали, то плотность оболочки после установки арматуры
должна быть проверена. Для этого трубы или кожухи целесообразно на-
Фиг. 19. 5. Подпорки для мощного пучка,
заключенного в кожух из листовой стали,
в виде железобетонных колонн
555
полнить водой и уплотнить все места, где вода вытекает в большом коли-
честве. Из маленьких трубок воду после этого выдувают сжатым возду-
хом. В мощных арматурных элементах нужно всегда в самых низких
точках предусматривать устройст-
во штуцера для спуска воды, че-
рез который вытекает также и
проникшая туда при укладке вода.
Стыки трубок большей частью»
уплотняются резиновыми муфта-
ми. Следует обращать внимание
на то, чтобы применяемый сорт ре-
зины после нескольких дней осве-
щения солнечным светом не де-
лался сразу жестким и ломким. В
отдельных случаях для уплотнения
арматурных каналов оправдывают
себя «Дензо-ленты». Для круглых
труб допустимо применять обыч-
ную торговую 'изоляционную
ленту.
Битуминозные шпаклевочные
массы или содержащую масло за-
мазку по возможности не следует
применять для уплотнения швов
кожухов.
Рекомендуется, чтобы до начала бетонирования надлежащим строи-
тельным надзором осуществлялась приемка натягиваемых элементов по
их размещению в сечениях и количеству.
Фиг. 19, 6. Мощный пучок в кожухе из
листовой стали опирается на бетонные
консоли, которые прикреплены к опалубке
стенки балки
Подвесной хомут при
»ширине балки Ь^Здсм
Подвесной хомут при
ширине балки Ъ«Ь2см
Котух дл^ f/\ \ \*7/
прядей
Коническая гайка ]/1
•„Лукой" V,A
О'пЬлцбка
Ионическая гайка
Лук он"
Фиг. 19. 7. Установка пучка, заключенного в кожух, на стальных консолях,
прикрепленных к опалубке стенки. Конические гайки впоследствии сни-
маются (акционерное общество «Штальтон», Цюрих)
19. 2. ПОДМОСТИ
При возведении подмостей для напряженно армированных железобе-
тонных несущих конструкций желательно учитывать следующие рекомен-
дации.
556
1. Не следует препятствовать обжатию бетона при предварительном
напряжении, т. е. надо позаботиться о том, чтобы подмости могли следо-
вать за бетоном в его возникающих вследствие сжатия продольных пере-
мещениях, которые достигают значительных размеров при большой длине
конструкции. Деревянные части опалубки, которые не могут быть уда-
лены перед натяжением, препятствуют сжатию лишь незначительно, по-
этому их можно оставить «без опасений.
2. При назначении высоты подмостей должны быть учтены их соб-
ственная деформация и осадка. Дальнейшее повышение уровня подмо-
стей зависит от того, про-
гибается ли несущая кон-
струкция под совместным
влиянием собственного ве-
са и обжатия кверху или
книзу. Большей частью
"предварительно обжимае-
мая растянутая (нижняя)
зона подвергается боль-
шим усилиям, чем верхняя
зона, т. е. конструкция под
постоянной нагрузкой име-
ет обратный прогиб и под-
нимается еще больше
кверху, когда затем начи-
нает проявляться ползу-
честь бетона; увеличение
высоты подмостей в этом
случае для конструкции не
нужно. Если же под влия-
нием собственного веса
можно ожидать прогиба
конструкции вниз, то сле-
дует, как обычно, припод-
нять подмости, чтобы соз-
дать необходимый строи-
тельный подъем; при эгом
нужно учесть и прогиб вследствие ползучести.
3. Подмости сжимаются под влиянием веса бетона упруго или необра-
тимо. Сжатие происходит от обмятия сопряжений, от упругого укороче-
ния стоек и от податливости грунта. Балки между стойками прогибаются,
а при разгрузке снова спружинивают кверху. Чтобы уменьшить деформа-
ции сопряжений, рекомендуется перед укладкой следующего элемента по-
крывать поверхность сопряжения тонким слоем, от 5 до 10 мм, цемент-
ного раствора, который выравнивает опорные поверхности.
При расчете напряженно армированных конструкций принимается,
что они в процессе обжатия нагружены собственным весом1. Но он может
оказывать на нее действие, лишь начиная с того момента, когда подмости
полностью освобождены от нагрузки. Незначительный выгиб кверху об-
жимаемой конструкции большей частью недостаточен, чтобы вызвать эту
разгрузку, так как подмости при разгрузке спружинивают кверху на ве-
личину упругой части своей общей деформации. Таким образом, обратный
прогиб конструкции должен быть больше, чем упругая осадка подмостей,
чтобы действие собственного веса при натяжении арматуры могло про-
1 Речь идет об изгибаемых конструкциях, изготовляемых в рабочем положении.
(Прим. редактора.)
Е
До матяжЕ'
ния.
F
Вес g переда--
ется равномер-
но па опорную
шподерхность
в о бремя натр-
жения до У,
и,<д
Натяжение
дО V7 При U f€j
jpr балка еще,
ЪУ2 яррмолиней-
нц
w г 2
г-
Только хогвсг
Ш3 > gf нижняя
\^Г~пач1п-(аеш
3 отделяться
*дт а пор ной
паберкностц
Фиг, 19. 8. Перераспределение нагрузки от соб-
ственного веса при предварительном напряжении
балки, уложенной на жесткой, поверхности
557
явиться без особых мероприятий. Но в большинстве случаев это не имеет
места. Тогда возникает опасность, что в процессе натяжения арматуры в
нижней зоне возникнут слишком высокие, а в верхней зоне слишком низ-
кие или даже растягивающие напряжения. Чтобы избежать этого, часто
приходится удалять заранее подмости напряженно армированных ба-
лок до достижения полного обжатия, для того чтобы действие соб-
ственного веса могло своевременно проявиться. Это сказывается на
конструкции подмостей, в которых приходится предусматривать приспо-
собления для опускания.
Напряженна армированная
железобетонная балка
))>; '¦¦»,^гед
Стальная
б an на
Заполнение с учетом величины'
прогиба стальной балки
Растяжение
Ми * Ма , так как действует Ме
к При и=У
if } } \ \ ] ? | f I храняется упри
J &гии от пор стащ
и G ' U нои балки
2ЯД
При полном
V еще
действует
f
Фиг. 19. 9. Балка подмостей опружинивает кверху
Чтобы пояснить, как проявляется действие собственного веса, на
фиг. 19. 8 показано, как изменяется действие нагрузки ib однопролетной
балке, лежащей на жестком основании. После бетонирования собствен-
ный вес распределяется равномерно. Когда начинают производить натя-
жение, моменты от предварительного напряжения натягиваемого пучка
вызывают перераспределения собственного веса на опоры. При этом сна-
чала в балке действуют лишь равномерные нормальные напряжения, так
как момент от предварительного напряжения автоматически дает возмож-
ность проявиться равному ему по величине и обратному по знаку моменту
от собственного веса. Равномерность сжимающих напряжений становится
также понятной, если вспомнить, что балка сначала остается совершенно
прямолинейной. Но как только момент от предварительного напряжения
становится больше момента от собственного веса, балка начинает отде-
ляться от опорной поверхности, давление от собственного веса полностью
перемещается на опоры, а посредине балки сжимающие напряжения
по нижней грани становятся больше у верхней грани.
Если опорная поверхность не жесткая, а представляет собой, напри-
мер, тоже установленную на две опоры стальную балку, то эта балка при
приложении нагрузки от веса сырого бетона прогибается, а при разгрузке
спружинивает обратно (фиг. 19. 9). Показанное на фиг. 19. 8 перерас-
пределение реактивного давления, происходящее при натяжении, есте-
ственно, имеет следствием разгрузку стальной балки подмостей, которая,
следовательно, выгибается обратно и еще оказывает давление кверху.
Обратное упругое действие стоек подмостей подобно этому и тем силь-
нее, чем выше подмости и чем больше нагружены стойки.
558
В больших несущих конструкциях проявляющееся при натяжении
перераспределение нагрузки от собственного веса на опоры может иметь
еще дальнейшие последствия. Если, например, опоры покоятся на подат-
ливом грунте, то под некоторыми из них происходит осадка, которая еще
более увеличивает противодействие остальной части подмостей и в осо-
бенности подвергает опасности крайние опоры подмостей, если они менее
упруги, чем постоянные опрры конструкции. В силу этого возникает серьез-
ная опасность образования трещин в подвергаемой предварительному
напряжению несущей кон-
струкции. В процессе созда-
ния предварительного напря-
жения, таким образом, сле-
дует непрерывно наблюдать
за состоянием опор.
Такие явления также вы-
зывают небходимость устрой-
ства приспособлений для опу-
скания подмостей, которые
можно было бы надежно об-
служивать.
Из вышеизложенного сле-
дует, что нужно-отдать пред-
почтение подмостям из относительно близко расположенных вертикальных
стоек и стальных- балок перед подмостями раскосной системы (фиг. 19. 10).
Вертикальные качающиеся стойки допускают горизонтальные перемеще-
ния, если они соединены не слишком жесткими раскосами или если послед-
ние удалить перед созданием предварительного напряжения. Жесткие
раскосные подмости оказывали бы значительно большее противодействие
горизонтальным перемещениям; наклонные по отношению к направлению
движения раскосы могут при этом быть перенапряжены. Следует также
предпочесть относительно высокие жесткие стальные балки гибким ши-
рокополым балкам, так как первые меньше пружинят.
Предпочтительно-следует применять в подмостях разрезные двухопор-
ные балки, так как тогда можно более точно определить уровень распо-
ложения опор с учетом компенсации прогиба балок под действием веса
свежего бетона. Предпочитают избегать неразрезности, так как в этом
случае в процессе бетонирования нагрузка на одном пролете вызывает
обратный прогиб в соседнем пролете, что может повредить находящемуся
в процессе твердения бетону. Поэтому балки часто стыкуют на опорах.
При этом следует обращать внимание на то, чтобы перекрывающиеся
концы балок могли свободно приподниматься при нагружении в пролете.
Таким образом, настил не должен соприкасаться с поверхностью свисаю-
щих концов балок.
Часто по практическим соображениям для подмостей применяют как
можно меньшее число опорных рам и стальные балки с большими проле-
тами (фиг, 19. 10). В таких случаях становится значительным обратное
усилие, возникающее в подмостях при разгрузке. Поэтому перед натя-
жением следует установить, до какой величины можно его доводить с
учетом действия этого обратного усилия, так чтобы не возникла опас-
ность появления трещин в бетоне. Когда сумма момента от предваритель-
ного натяжения и момента от обратного усилия подмостей превосходит
момент от собственного веса в недопустимой степени, нужно начинать
спуск подмостей. Если к этому моменту времени предварительное напря-
жение еще недостаточно для восприятия собственного веса, то можно
опустить подмости лишь частично и затем снова проверить натяжение.
вид сверху
Вид сбокц
4
5И*
Стык балок внахлестку
ЗД»Т*Ф*Н
1А№и>№<Г№щУ&Г^,М&<№
f%?&%
Фиг. 19. 10. При возведении напряженно армиро-
ванных железобетонных конструкций лучше при-
менять подмости простой системы в виде верти-
кальных стоек с однопролетными балками
559
Натптной стерменш для
присоединения домкрата
Процесс создания предварительного напряжения поэтому иногда зави-
сит от конструкции подмостей.
Выбор приспособлений для раскружаливания зависит от того, можно
ли создать предварительное напряжение такой интенсивности, которое
обеспечит компенсацию собственного веса независимо от того, что под-
мости пружинят кверху. В таком случае достаточно применить клинья
из дерева твердой породы или ящики с песком. Но если для достижения
предварительного напряжения, компенсирующего собственный вес, необ-
ходимо частичное опускание подмостей,
то нужно использовать винтовые
устройства или показанные на фиг.
19. 11 стальные клинья со смазанными
парафином поверхностями скольжения
и натяжными винтами (например, из
Ст. 90), которые в сочетании с домкра-
том можно использовать также и для
подъема больших грузов. Могут быть
применены и гидравлические домкраты
с установочными кольцами, у которых
процесс опускания осуществляется по
заранее рассчитанной программе с до-
статочной точностью.
Раскружаливание должно всегда на-
чинаться с середины пролета и распро-
страняться в стороны, причем перемещения при опускании должны рас-
пределяться по параболе или треугольнику, если только необычная
статическая схема сооружения не обусловливает другого порядка рас-
кружаливания.
При устройстве подмостей для напряженно армированных железобе-
тонных конструкций более чем где-либо следует обращать внимание на
то, чтобы дерево не нагружалось поперек волокна сверх меры. Стойки
нужно устанавливать непосредственно на головы свай на слой раствора,
без промежуточных деревянных подбалок. Вообще стыки следует по воз-
можности заливать цементным раствором, для того чтобы осадка под-
мостей была мала. Нельзя ничего возразить против применения лесов
из стальных труб. При высоких лесах из стальных труб, подвергающихся
неодинаковому солнечному облучению, рекомендуется уплотнять стыки
труб в стойках и наполнять трубы водой, чтобы различия в температуре
отдельных стоек оставались незначительными. В этих случаях лучше иметь
небольшое количество труб большого диаметра, чем большое число тон-
ких труб.
Фиг. 19. 11. Клинья со смазанными
(парафином) поверхностями скольже-
ния для опускания подмостей
19. 3. ПОРЯДОК БЕТОНИРОВАНИЯ
Бетонирование напряженно армированных железобетонных несущих
конструкций должно осуществляться по заранее установленной про-
грамме, предусмотренной проектом конструкции. Программа бетонирова-
ния должна в особенности учитывать деформации подмостей. Участки
бетонирования нужно распределить так, чтобы бетон в период схватыва-
ния нигде не испытывал дополнительных напряжений из-за деформации
подмостей. Поэтому целесообразно при бетонировании начинать с сере-
дины балки подмостей и затем вести работы, двигаясь в направлении
опор. Если объем конструкции по сравнению с темпами бетонировки так
велик, что нельзя рассчитывать на то, что следующий пролет примкнет
к еще свежему бетону первого, то над стойками подмостей должны быть
560
устроены рабочие швы. Эти швы нужно располагать под прямым углом
к траекториям сжимающих напряжений; целесообразно покрывать их
поверхности проволочной сеткой, которая может оставаться в сооружении.
В неразрезных конструкциях над промежуточными опорами остав-
ляют штрабы, которые заполняются лишь после того, как бетон будет
уложен во всех пролетах, а подмости полностью деформируются
(фиг. 19. 12). Это позволяет избежать возникновения повреждений в све-
жем бетоне над менее пбдатливыми опорами из-за прогиба подмостей.
Одновременно бетонируемая кон-
струкция при этом разделяется на
короткие участки, которые меньше
подвергаются опасности образова-
ния трещий от усадки, чем если
бы ее бетонировали сплошь по
всей длине. В неразрезных балках
с несколькими ^пролетами реко-
мендуется заполнять бетоном эти
штрабы над промежуточными опо-
рами одновременно лишь после
окончания бетонирования всех
пролетов и вскоре после этого при-
ступать к созданию первой ступе-
ни предварительного напряжения.
В балках с широкими полками
часто стенки бетонируются до
укладки арматуры в полке, для
того чтобы облегчить уплотнение
бетона. В этом случае следует об-
ращать внимание на то, чтобы стенка обладала достаточной жесткостью
при изгибе, когда на нее начнет действовать вес бетона полки. Так как
стенки к тому же более жестки, чем обычные балки подмостей, в них
возникают изгибающие моменты, для восприятия которых приходится
предусматривать необходимое количество обычной арматуры. В неко-
торых случаях стенки по этим причинам подвергали предварительному
напряжению с помощью временных арматурных элементов.
19. 4. БЕТОНИРОВАНИЕ
Наряду с обычными правилами бетонирования прежде всего следует
обратить внимание на следующее.
Бетонную смесь нельзя сбрасывать непосредственно на элементы на-
тягиваемой арматуры, так как при этом последние могут быть сдвинуты
со своих мест. Поэтому смесь следует разравнивать лопатами или пода-
вать вниз через воронки и хоботы между арматурными элементами и,
уплотняя ее вибратором, заставлять подниматься снизу к арматуре.
Вибратор должен по возможности не касаться оболочек и труб, в кото-
рые уложены арматурные элементы. Нужно избегать скопления высоких
куч бетонной смеси с крутыми откосами и укладывать бетон равномер-
ными слоями толщиной от 20 до 30 см в зависимости от мощности
вибратора.
Неблагоприятных отклонений от установленного состава бетона сле-
дует избегать в напряженно армированном железобетоне более тща-
тельно, чем обычно, так как недостаточная прочность бетона может при-
вести к повреждению уже при осуществлении предварительного напря-
жения.
Фиг. 19. 12. Промежуточные штрабы,
оставленные в процессе бетонирования над
опорами косого железнодорожного мо-
ста, чтобы избежать образования трещин
до натяжения
36 - 3206
561
При низких температурах или в случае опасности наступления мороза
следует избегать бетонирования напряженно армированных железобетон-
ных конструкций; оно может быть допущено лишь, если посредством
надежных и действенных мероприятий будет обеспечена укладка бетон-
ной смеси при температуре выше +10°С и такая температура будет под-
держиваться по крайней мере в течение первых десяти дней вызревания
бетона.
19. 5. ОСУЩЕСТВЛЕНИЕ ПРЕДВАРИТЕЛЬНОГО
НАПРЯЖЕНИЯ
До начала натяжения арматуры должен быть продуман порядок его
осуществления. Все приборы и приспособления следует тщательно про-
верить, манометры протарировать, и должна быть обеспечена возмож-
ность деформации обжимаемой конструкции. Рекомендуется перед натя-
жением убрать боковую опалубку, особенно если речь идет о стальных
элементах опалубки, для того чтобы предотвратить сопротивление этих
элементов обжатию бетона.
Поскольку достигнутое предварительное напряжение не поддается по-
следующему контролю, следует натяжение производить по возможности
в присутствии надлежащего строительного надзора. Ответственный инже-
нер, назначенный строительной организацией, руководит процессом натя-
жения и вносит в протокол данные по каждому отдельному элементу
натягиваемой арматуры. При натяжении гидравлическими домкратами
особенно важно следить постоянно за манометром, чтобы допустимая
сила натяжения не была превышена из-за какого-либо непредвиденного
сопротивления скольжению арматурных элементов, в то время как на-
сосы продолжают работать.
19. 6. СТРОИТЕЛЬНЫЙ НАДЗОР
При организации строительного надзора следует учесть наряду с обыч-
ными мероприятиями следующие рекомендации.
1. Необходимо удостовериться, что приемка стали, предназначенной
для натягиваемой арматуры, производилась на заводе правильно, что
сталь транспортировалась без повреждений и хранится на складе так, что
исключено ее ржавление.
2. Следует проверять расположение арматурных элементов по высоте
сечения и по длине. Арматурные элементы предварительно напряженной
арматуры должны быть так закреплены по отношению к опалубке, чтобы
они не могли сдвинуться при укладке бетона.
3. Необходимо испытать на проницаемость каналы для арматуры.
4. Следует своевременно составить программу бетонирования и наблю-
дать за ее выполнением.
5. Надо своевременно установить порядок натяжения в отношении сро-
ков и мест натяжения с учетом влияния подмостей.
6. Должна быть проверена возможность деформации конструкции при
ее обжатии.
7. Следует наблюдать за процессом натяжения и протоколированием
достигнутых сил натяжения и удлинений от натяжения, учитывая при этом
воздействие трения.
8. Необходимо наблюдать за нагнетанием раствора в каналы.
162
19. 7. ТЕХНИКА БЕЗОПАСНОСТИ
Инженерный персонал должен помнить, что при натяжении прихо-
дится иметь дело с очень большими силами и большим давлением в тру-
бопроводах, которые требуют соответствующих мероприятий для предо-
хранения от несчастных случаев. В практике имели место случаи, когда
струя жидкости, прорвавшая нагнетальный трубопровод, наносила
увечья людям. Также бывало, что по воздуху летали, как снаряды, клинья
от анкерных устройств или при обрыве проволоки — ее свободные концы.
Поэтому нуж^о тщательно ограждать место работ и строго воспретить
посторонним находиться позади устройств для натяжения. Опасность не-
счастных случаев возникает также при монтаже сборных и предвари-
тельно напряженных балок. Если, например, не обеспечивается верти-
кальность их подъема, то они могут хрупко разрушиться в поперечном
направлении, как от удара.
При нагнетании раствора в каналы каждый работающий у находя-
щихся под давлением трубопроводов или шлангов должен носить защит-
ные очки, так как брызги цементного молока при попадании в глаз ведут
к тяжелым воспалениям и повреждениям сетчатки.
Глава 20
20. К ИСТОРИИ РАЗВИТИЯ НАПРЯЖЕННО
АРМИРОВАННЫХ ЖЕЛЕЗОБЕТОННЫХ
КОНСТРУКЦИЙ
В основу современных напряженно армированных железобетонных
конструкций положены идеи, работы и опыт многих инженеров и ученых
за последние 60 лет. Ниже мы постараемся показать фактические заслуги
этих людей независимо от национального престижа или создавшихся ле-
генд, на основе имеющихся источников, и таким образом дать очерк исто-
рического развития этих конструкций.
Нужно начать с того, что идея предварительного напряжения доста-
точно стара. Стоит лишь вспомнить о ручном производстве бочек, при
котором бондарь создает в бочарных клепках радиальное предваритель-
ное сжимающее напряжение, набивая на бочки обручи и таким образом
плотно прижимая клепки друг к другу. Деревянное колесо с насажен-
ными в горячем виде железными шинами также является предвари-
тельно напряженной конструкцией.
Швейцарцы недавно указали на то, что египтяне уже примерно около
2700 г. до нашей эры подвергали свои морские суда предварительному
напряжению в продольном направлении, что видно по изображениям на
гробницах пятой династии [151, 189].
Первое предложение применить предварительное напряжение к бетону
было сделано в 1886 г. П. X. Джексоном (Сан-Франциско), сделавшим
заявку на патент (США, 375999) на «конструкции мостов из искусствен-
ного камня и бетона»; в нем он предусматривал применение напряжен-
ных, работающих на растяжение анкеров, заанкерованных при помощи
винтовой нарезки или клиньями.
В 18 8 8 г. В. Дёринг (Берлин) сделал заявку на патент (DRP
53548), предусматривающую изготовление плит, брусков и небольших
балок посредством обетонировки натянутых проволок для уменьшения
образования трещин в бетоне. Это было первое предложение изготовлять
сборные железобетонные детали с предварительно напряженной ар-
матурой.
В 18 9 6 г. И. Мандль (Вена) в журнале «Zeitschrift d. Oster.
Ing. u. Arch. Ver», 1896, стр. 593, высказал мысль о создании противо-
действия напряжениям от нагрузки посредством предварительного на-
пряжения.
В 1 905 —19 07 гг. И. Г. Е. Лунд (Норвегия) (патент США,
1020578) предлагал укладывать по краям плит перекрытий напряженные
стальные стержни с нарезкой для анкеровки, для того чтобы избежать
трещин в бетоне и чтобы обеспечить развитие эффекта свода при работе
плит под нагрузкой [3, 4]. В журнале «Teknisk Ukebkd» в 1911 г. Луид
далее предложил подвергать совместному обжатию заранее изготовлен-
564
ные блоки при помощи уложенных между блоками стержней. После натя-
жения стержень заливается цементным раствором (фиг. 20. 1).
В 1 9 0 6 г. М, Кенен (Берлин) по предложению советника Латеса
(Управление железных дорог) провел опыты над обетонированной в на-
пряженном состоянии арматурой и напечатал об этом статью в журнале
Разрез по й-r Разрез по в а
Шов
Натянутый
стер/непь
Фиг. 20. 1. Чертеж из статьи Лунда в «cTeknisk Ukeblad» (1911 г.)
на котором видны натягиваемые стержни с винтовой нарезкой, анкер-
ной плитой и гайками
Натянутый
стержень
«Zenirallblatt der Bauverwaltung» за 1906 г. Стальные стержни были
подвергнуты предварительному напряжению в 600 кг/см2. Было установ-
лено повышение нагрузки, вызывающей трещину. Как видно из его па-
тента 249007 от 18/1 1912 г., Кенен знал уже, что начальное сжимающее
напряжение бетона уничтожается
благодаря усадке, и прекратил
дальнейшие опыты, так как ведом-
ственные правила более не требо-
вали ограничения образования
трещин в железобетоне.
В 1 9 0 8 г. К. Р. Штейнер
(Гридли, Калифорния, США) в
патенте (США, 903909) предло-
жил нарушать сцепление арматур-
ных стержней с бетоном раннего
возраста при помощи легкого на-
тяжения, с тем чтобы затем после
затвердения бетона подвергать их
более сильному натяжению. У
Штейнера впервые появляются
криволинейные элементы предва-
рительно напряженной арматуры
(фиг. 20. 2).
В 19 10г. Цисселер (Германия) обматывает трубы слегка напря-
женной стальной проволокой [45].
В 19 10г. Зигварт (Швейцария) обматывает бетонные трубы про-
волокой с напряжением в 6 250 кг/см2 и доказывает, что они еще сохра-
няют непроницаемость при внутреннем давлении 55 am [24, 45].
(Ipedbapurrienbno пагпяпутар арматура
Фиг. 20. 2. Чертеж из штейнеровского опи-
сания патента с криволинейными элемента-
тами натягиваемой арматуры (1908 г.)
lEOC^X^^
Фиг. 20. 3. Чертеж из описания патента Вильсона с элементами натягиваемой
арматуры типа висячей конструкции внутри балки (1916 г.)
565
- В 1 9 1 0 г, К. Бах и О. Граф сообщают об опытах с предварительно
напряженной арматурой (crw= 600 кг/см2) [5].
В 1 9 1 6 г. В. Вильсон (Англия) приводит в своем английском па-
тенте (103681) криволинейные элементы натягиваемой арматуры в виде
ломаной, которые бетонируются в напряженном состоянии (фиг. 20. 3).
Однако точное статическое действие этих предварительно напряженных
элементов, очевидно, не было вполне ясно Вильсону.
В 1 9 1 9 г. К. Веттштейн (Богемия) начал изготовлять «доски Ветт-
штейна», в которых впервые (иногда в двух направлениях) применялась
растянутая с высоким напряжением рояльная проволока. Вначале про-
волоки подвергались натяжению, для того чтобы зафиксировать их в
определенном положении; влияние этого напряжения на бетон не 'было
еще осознано. В 1921 г. Веттштейн получает патент (384009, класс 80а,
группа 48/В 57537 VI, 80а), в котором уже отмечается пригодность
совсем тонких проволок (0,3 до 1,2 мм) высокой прочности для заанкеро-
вания сцеплением [85, 119].
В 1 9 2 2 г. У. X. Хыоэтт (Миннеаполис, Миинезота, США) исключил
растягивающие напряжения в круглых резервуарах при помощи натяну-
тых проволок [11].
В 19 2 3г. Ф. Эмпергер (Вена) описывает свое изобретение для про-
изводства железобетонных труб, которые обматываются натянутой про-
волокой [7]. Предварительное напряжение проволоки составляло от 1 600
до 8 000 кг/см2.
Между 1923 и 1925 гг. Р. X. Дилл (Александрия, Небраска,
США) первый предлагает изготовлять железобетонные балки, свободные
от растягивающих напряжений, посредством натяжения высокопрочных
проволок после затвердения бетона, причем, чтобы воспрепятствовать
сцеплению, должно применяться защитное покрытие проволок. При э'/ом
Дилл определенно отмечает преимущество стали с высоким пределом
упругости и высоким пределом прочности перед обычной арматурной
сталью [12].
В 19 2 7г. Рих. Фербер (Бреслау) получил патент (ДРП 557331),
в котором описывается способ укладки стальных стержней в бетоне, обес-
печивающий возможность их натяжения со скольжением после затверде-
ния бетона.
Сцеплению проволок с бетоном должно препятствовать, например, по-
крытие парафином или установка жестяных или картонных трубок. Это
изобретение сейчас широко применяется. т •
В 1 9 2 7 г. О, Глёссер (Чехословакия) получил немецкий патент
(ДРП 577829), по которому стержни арматуры перед забетонированием
предлагается подвергать напряжению вплоть до предела упругости. Здесь
еще нет речи о высокопрочной стали.
19 2 8 г. ;В этом году во многих работах, например [159], упоминается
патент Ф. Дишингера (ДРП 535440) (действует с 22/И 1928 г.), который,
впрочем, относится к созданию предварительного напряжения в затяжках
арок, для того чтобы воздействовать на моменты в арке, и явно не был
рассчитан на то, чтобы получить предварительно напряженную железо-
бетонную конструкцию. Упомянем еще, что предварительное напряжение
затяжек арок в подобной форме было уже известно в 1924 г. как метод
Фрейсине и в 1925 г. было применено в ангарах Паливестра, в Тулоне [10J.
Там же обетонировку стержней решетки между поясом арки и затяжкой
осуществляли лишь после их загружения, но все же целью и этого метода
не было предварительное напряжение бетона.
IB 19 2 8г. Фрейсине независимо от американца Дилл а совместно
с Жаном Сеайлем (Нейми, Париж) 'получили патент ДРП 622746, фран-
566
цузский патент 680547 и дополнительный патент 36703 на применение
предварительного напряжения выше 4 000 кг/см2 и стали высокой проч-
ности с высоким пределом упругости для прямолинейной арматуры, натя-
гиваемой до бетонирования. Патент указывает, что это высокое напряже-
ние представляет собой условие длительного сохранения предварительного
напряжения бетона. „
Веттштейн применял это высокое напряжение уже до Фрейсине. Но
Фрейсине первый обладал совершенно ясными представлениями о разных
задачах стали и бетона в предварительно напряженном железобетоне, о
необходимости высокой прочности бетона и высокопрочных сталей с на-
пряжением от 8 000 до 10 000 кг/см и о потерях силы предварительного
напряжения из-за проявления усадки и ползучести.
Он отметил также, что установленная поперек направления обжатия
обычная арматура, препятствуя поперечной деформации, создает попереч-
ное предварительное напряжение.
Особая заслуга Фрейсине состоит в том, что с 1911 г. он настойчиво
производил исследования явлений ползучести, выяснял сущность ползуче-
сти и первый сделал соответствующие выводы из влияния ползучести на
предварительно напряженный железобетон.
В связи с постройкой арочного моста у Плугастеля, близ Бреста
(3 пролета по 172,6 ж), Фрейсине измерил ползучесть бетона, чтобы убе-
дить других и установить размеры этого явления [8]. Он подчеркивал зна-
чение высокопрочного, бедного раствором бетона, сделал несколько
патентных заявок по этому поводу и энергично содействовал применению
вибрационного уплотнения, которое является важнейшей предпосылкой
существования современного напряженно армированного железобетона.
Особенно ценным является собственное изложение Фрейсине своих
взглядов в его большом докладе по поводу 50-летнего юбилея объеди-
нения «Chambre Syndicale des Constructeurs en Ciment Arme».
В 19 29 г. Фрейсине осуществляет 2000- и 10 000-тонные гидрав-
лические кузнечные прессы из напряженно армированного железобетона,
а от 1932 г. до 1934 г. — мачты и сваи из того же материала и применяет
напряженно армированный железобетон и для ряда других конструкций.
В 19 3 0 г. Вианини (Рим) и Цюблин (Штуттгарт, Кель) изготов-
ляют почти одновременно центробежным методом железобетонные трубы
с предварительно напряженной обмоткой.
В 19 3 2г. фирма «Ланна» (Прага) строит по методу и при участии
фирмы «Вианини» (Рим) первый большой предварительно напряженный
желебетонный трубопровод диаметром 80 см с рабочим давлением
15 кг/см2.
В 1 9 3 4 г. Ф. Дишингер (Вена) заявил патент (DRP 727429) (фран-
цузский патент 798928), в котором патентуются элементы натягиваемой
арматуры типа висячих конструкций, расположенные вне сечения бетона
(фиг. 20. 4), но в пределах строительной высоты несущей конструкции.
В этом патенте упоминается о последующем дополнительном натяжении
для компенсации укорочений от проявления усадки и ползучести. Эле-
менты предварительно напряженной арматуры типа висячих конструкций
были известны по патентам Вильсона (1916 г.). Дишингер же впервые
предложил осуществлять предварительно напряженные железобетонные
конструкции совершенно без сцепления и полностью понял благотворное
действие арматурных элементов типа висячих конструкций, которое Виль-
сон представлял лишь интуитивно.
В 1936—1937 гг. по этому дишингеровскому патенту был по-
строен трехпролетный балочный мост в Aye (Саксония) с длиной пролетов
25,2 + 69,0 + 23,4 м (подвесная балка длиной 31,5 м) со стержнями из
567
Ст. 52 диаметром 70 мм [38], который остался единственным достойным
упоминания применением этого типа конструкций. Лишь с 1949 г. Дишин-
гер стал в своих патентных заявках и печатных работах рассматривать
значение сцепления.
ЛЪЬ.1
р
2
Mb. 2
с
I
Mb. 4
, .и м \ mr>
/"-4
w-3|
.W.j-„ ЧМлЯД*
-г
hr
О
<г ej ^
3U^T"^T;^~:t';;fc^
t e ai +ct2
Mb. s
a
jSETT
J___J*L-A
Фиг. 20. 4. Чертеж из описания дишингеровского патента на балки с
элементами натягиваемой арматуры типа висячей конструкции, рас-
положенные вне сечения балки
В 1 9 3 5 г. Э. Фрейсине (в Нейли на Сене) разработал метод изго-
товления продольно и поперечно предварительно напряженных труб для
высоких внутренних давлений, который применяется в разных местах, в-
568
том числе в Германии акционерным обществом «Вайсе и Фрейтаг» на
построенной около Франкфурта фабрике (см. фиг. 16. 29, ср. 16. 22) [22].
В 19 37 г. У. Финстервальдер (Берлин—Мюнхен) получил француз-
ский патент 495474 и-патент США 2155121, по которому балки с шарнир-
ным стыком в середине устанавливаются совместно с натягиваемой внизу
арматурой. Расположенные вне стенок балок затяжки подвергаются натя-
жению посредством опускания установленных с подъемом половин балок
(фиг. 20. 5).
Фиг. 20. 5. Метод Финстервальдер а для создания напряжения в затяжке действием
собственного веса балки с шарниром в середине длины
В 1 9 3 8 г. по этому способу был построен путепровод над автостра-
дой у Виденбрюка пролетом 34,5 м (фиг. 20. 6). Для предохранения от
коррозии затяжки были затем обетонированы [29].
Однако здесь нельзя говорить о предварительно напряженной конструк-
ции в полном смысле слова, так как в наиболее нагруженном сечении
посредине балки бетон растянутого пояса разрезан и не участвует в ра-
боте. Здесь речь идет скорее о балке с шарниром посредине на нижней
затяжке. Эта система не получила распространения.
Фиг. 20. 6. Мост с затяжкой, сопряженной по методу Финстервальдера,
на автостраде возле Виденбрюка; пролет'34,5 м (1938 г.)
В 1 9 3 7 г. У. Финстервальдер (Берлин—Мюнхен) предложил (фран-
цузский патент 819068, патент США 2151267) обетонивать растянутые
стержни решетчатых ферм лишь после их монтажа и нагружения собст-
венным весом, чтобы избежать дополнительных напряжений в узлах точек
и трещин в бетоне растянутых стержней (фиг. 20. 7). При этом указы-
вается, что можно увеличить растягивающее усилие в стальных элемен-
569
тах, временно нагружая конструкцию балластом так, чтобы превысить
значения удлинений от собственного веса; в таком состоянии элементы
обетониваются; в бетоне растянутых стержней сохраняются сжимающие
напряжения и при действии собственного веса по крайней мере до про-
явления усадки. Таким образом, здесь налицо незначительное предвари-
тельное сжатие бетона, одна-
ко не с целью включить об-
жатое сечение бетона в рабо-
ту на растяжение, что состав-
ляет принципиальную сущ-
ность напряженно армиро-
ванных конструкций. По это-
му способу были выполнены
фермы с пролетами до 82 м.
В 19 3 5г. фирма ак-
ционерного общества «Вайсе
и Фрейтаг» (Франкфурт-на
Майне) вводит в немецкой
литературе термин «Spannbe-
ton» [23], получает лицензию
на применение методов Фрей-
сине и изготовляет опытные
балки длиной 18,5 м (во
Франкфурте в 1935 г. и Дрез-
дене в 1937 г.); благоприят-
ные результаты испытаний
этих балок [44] внушили в Германии доверие к новым конструкциям.
В 1938 г. благодаря поддержке Шапера и Шехтерле сооружается путе-
провод над автострадой в Ольде в Вестфалии пролетом 33 м (фиг. 20. 8)
[39]. Четыре главные балки были изготовлены заранее в стальной опалубке,
служившей стендом: вызревание было ускорено пропариванием. При этом
в отступление от способа Фрепсине, применялась проволока диаметром
Фиг. 20. 7. Железобетонная ферма, растянутые
стержни которой обетониваются лишь после при-
ложения нагрузки (по Фннстервальдеру)
Л
Фиг. 20. 8. Первый в Германии мост над автострадой с полным предвари-
тельным напряжением со сцеплением. Предварительное напряжение произ-
ведено на стенде (построен акционерным обществом «Вайсе и Фрейтаг*)
10 мм из твердой крупповской стали Ст. 105 с высаженными анкерными
головками. Для восприятия главных растягивающих напряжений были
подвергнуты предварительному напряжению хомуты. Проезжее полотно
было забетонировано позже. После удачного строительства этого первого
570
предварительно напряженного железобетонного моста со сцеплением той
же фирмой в 1941 г. был сооружен в Германии еще мост такой же кон-
струкции на автостраде через Восточную Нейссе у Левена из 14 сборных
балок пролетами 42,3 м, высотой 2,6 м; вес каждой балки составлял 90 т.
В период между этими двумя стройками был выполнен ряд других балок,
изготовлявшихся на стендах. Таким образом, акционерное общество
«Вайсе и Фрейтаг» по^ руководством К. Ленка и X. Лютце выполнило
ценную, пролагающую путь работу по внедрению напряженно армирован-
ных железобетонных конструкций со сцеплением.
Ъ 19 3 6 г. Ф. А. Андерен (Ньюарк, Огайо) подверг предваритель-
ному напряжению керамические пустотелые блоки, стянутые стальными
стержнями, пропущенными сквозь отверстия.
В 19 3 8г. Э. Хойер (Гамбург) применил длинные стенды для натя-
жения тонких рояльных проволок диаметром 0,5—2,0 мм с пределом
прочности от 160 до 280 кг/см2 (патент DRP 711506 и 744483). Эти
струнобетонные балки изготовлялись длиной около 100 ж и разрезались
после затвердения бетона на изделия нужной длины. Способ Хойер а со-
действовал исследованию заанкерования проволок сцеплением и до сих
пор часто применяется, хотя сейчас отказались от гладких рояльных
проволок.
С 1938 г. по 1940 г. Т. Линдблад и И. Хэггбом (Стокгольм)
строят на основе способа Дишингера трехпролетный мост (Клокестранд)
неразрезной конструкции с пролетами 40,5 + 71,5 + 40,5 м и подвер-
гают его предварительному напряжению сквозными прямолинейными
стержнями диаметром 30 мм из Ст. 52 [104]; стержни можно было под-
вергать дополнительной подтяжке.
В 1 9 39 г. Ф, Дишингер (Берлин) опубликовывает свою известную ра-
боту, содержащую математический анализ процессов усадки и ползучести
и особенно их влияние на работу статически неопределимых несущих кон-
струкций [37].
С 1939 по 1940 г. Фрейсине (Париж) предложил новые виды
пучков проволок с анкеровкой клиньями для конструкций с последующим
натяжением (см. фиг. 3. 34, французский патент 870070 и 926505, австрий-
ский патент 168420, швейцарский патент 226657) и тем самым сделал
шаг большого практического значения, так как этот метод в настоящее
время получил широкое распространение.
В 19 39 г. Ф. Эмпергер (Вена) [35] предложил укладывать в кон-
струкцию одновременно обычную и предварительно напряженную арма-
туру, причем для натягиваемой арматуры считал наиболее подходящими
двухпроволочиые пряди из высокопрочной стали. Эмпергер считал, что по-
средством такого частичного предварительного напряжения можно повы-
сить допускаемые напряжения в арматуре, что все же трещиноустойчи-
вость по сравнению с обычным железобетоном увеличивается.
В 1940 г. X. Шорер (Валхалла, США) [214, стр. 148] предложил
подвергать проволоки натяжению на стальном сердечнике до бетониро-
вания, а после затвердения бетона удалять этот сердечник (см. гл. 4. 56).
С1940г. по 1942 г. Г. Маньель (Гент, Бельгия) применил впер-
вые составные пучки, проволоки которых устанавливаются в кожухе из
листовой стали на точных расстояниях друг от друга. Маньель не дове-
рял одновременной анкеровке 12 проволок по Фрейсине и подвергал
поэтому свои проволоки натяжению попарно, анкеруя их в стальных пли-
тах по фиг. 3. 33, которые впоследствии получили название «сэндвич
плэйтс» («sandwich plates»). Маньель указал на большое различие
между разрушающей нагрузкой для конструкций со сцеплением и без
571
сцепления, а также выявил значение ползучести сталей. Он проектирует
неразрезные балки со сквозными криволинейными натягиваемыми арма-
турными пучками и рассматривает особые эффекты предварительного
напряжения в статически неопределимых системах [81]. Несмотря на эта
правильные представления, он строит в 1948 г. мост через Маас, в
Вид сбоку
Склайне, пролетом 52 + 62 м, с прямолинейными, расположенными вне
сечения бетона, натягиваемыми проволочными пучками, чтобы избежать
трения (фиг. 20. 9). Маньель также впервые рассмотрел вопросы устой-
чивости напряженно армированных стержней со сцеплением [65].
Совместно со строительной организацией «Блатон-Обер» (Брюссель)
способ Маньель-Блатон был доработан и получил распространение.
Фиг. 20. 10. Сборные напряженно армированные железобетонные сквозные
балки фермы с параболическим верхним поясом, изготовленные акционер-
ным обществом «Вайсе и Фрейтаг»
572
В Л 9 4 0 г. в Пакистане была сооружена первая напряженно арми-
рованная цилиндрическая оболочка.
В 1 9 4 1 г, во время войны в различных странах начали производить
железнодорожные шпалы из напряженно армированного железобетона.
С 1941 г. по 1944 г. Хойер совместно с акционерным обществом
«Вайсе и Фрейтаг» организовали изготовление большого количества пред-
варительно напряженных сборных балок для военных построек. Заслужи-
вают особого внимания изготовленные стендовым способом балки с пара-
болическим верхним поясом длиной до 30 ж, которые частично изготов-
Фиг. 20. 11. Мост системы Фрейсине через Марну (Люзанси). Общий вид
лялись в виде сплошных балок, а частично в виде ферм (фиг. 20. 10).
Благоприятный эффект использования верхних поясов параболического
очертания в отношении перерезывающих сил, правда, известный из опыта
проектирования решетчатых стальных конструкций, был здесь впервые
применен к напряженно армированным железобетонным балкам. К концу
войны были заготовлены сотни таких балок, которые оказали хорошую
услугу при восстановлении многочисленных мостов [80].
В 19 4 1 г. Фрейсине выпускает весьма смелый проект моста через
Марну в Люзанси — в виде низкой двухшарнирной рамы пролетом в 55 ж,
с высотой ригеля в середине, равной 1,27 ж, т. е. 1/±з I (фиг. 20. 11) [71].
Учитывая возможность деформаций из-за проявления усадки и ползуче-
сти, Фрейсине выполнил шарнирные опоры так, что они поддавались регу-
лировке. Мост смог быть построен лишь после войны Кампеноиом Бер-
наром (Париж). Мост собирался из заранее изготовленных блоков дли-
ной 2,44 ж; крайние участки монтировались навесным способом; средняя
часть длиной 40 ж была собрана на площадке и установлена с по-
мощью кабель-крана (фиг. 20. 12). Пучки натягиваемых проволок были
частью уложены заранее в канавки нижнего пояса, частью протянуты
потом сквозь предусмотренные для этого каналы. Применялось натяже-
ние хомутов до укладки бетона в блоки с опиранием на опалубку. В по-
перечном направлении блоки были стянуты с помощью продетых после
установки блоков арматурных элементов. Это был первый напряженно
армированный мост, в котором создавалось обжатие во всех трех
направлениях.
Подобным же образом были построены в 1946—1950 гг. пять одина-
ковых мостов через Марну пролетом 74 м\ детали для этих мостов изго-
товлялись на фабрике в Эсбли [93].
573
В 1942 — 1943 гг. Абелес (Лондон) внес предложение разме-
щать натягиваемые проволоки в канавках сборных железобетонных дета-
лей и затем обетонивать их после натяжения (см. фиг. 7. 11).
В 19 4 2 г. К. Б. Бильнер (Филадельфия, США) предложил покры-
вать натягиваемые проволоки обмазкой с большим содержанием серы,.
Фиг. 20. 12. Мост через Марну (Люзанси). Установка средней части
длиной 40 м с помощью кабельного крана
?|
обетонивать их без натяжения, а затем нагревать, пропуская электриче-
ский ток; слой обмазки при таком нагреве размягчается и не препят-
ствует удлинению проволок, которая используется для создания предва-
рительного напряжения (гл. 4. 57).
В 1 9 4 3 г. Э. Мерш (Штуттгарт) выпускает первую немецкую книгу
о напряженно армированном железобетоне [55]) на основе осуществлен-
ных акционерным обществом
«Вайсе и Фрейтаг» конструкций; в
ней даны способы расчета сборных
конструкций, состоящих из напря-
женно армированных и обычных
элементов.
В 1 9 4 4 г. Г. Маньель (Гент,
Бельгия) начал совместно с фир-
мой «Блатон-Обер» (Брюссель)
строительство железнодорожного
моста Мируар пролетом 20 ж в
Брюсселе (фиг. 20. 13); из-за вой-
ны мост был завершен лишь в
1948 г. Проведенные испытания в
это время опытной балки позволи-
ли получить ценные сведения об
Фиг. 20. 13. Первый напряженно армиро- особенностях нагнетания цемент-
ванный железнодорожный мост системы ттлт.л ^^„^^ ллтттт „,*«„,.«„„„ Тх
Маньеля пролетом 20,07 м (Брюссель, мост Н0Г0 Рас™>Р*> роли сцепления И
Мируар) запасе прочности.
674
В 1 9 4 4 г. Г. Рюш (Мюнхен) подвергает обжатию при помощи пуч-
ков нижний пояс железобетонной фермы, рассчитанной на тяжелые
нагрузки [61].
С 1943 г. Рюш стоит во главе подкомиссии по напряженно армирован-
ному железобетону при Германской комиссии по железобетону и прини-
мает активное участие в составлении первых немецких «Временных пра-
вил для напряженно армированных железобетонных сооружений»
(DINE 4227), которые он подробно комментирует [216]. Эти правила
после войны послужили основой при проектировании многочисленных
немецких напряженно армированных железобетонных несущих конструк-
ций и содействовали их практическому применению.
В 1 9 4 6 г. по проекту Фрейсине строится первая напряженно арми-
рованная стартовая дорожка на аэродроме Орли близ Парижа (см.
гл. 16. 3).
В 19 4 6 г. М. Р, Рош (Цюрих) опубликовывает в отчете «Швей-
царского института по испытанию материалов» свои обширные опыты,
явившиеся исходными при разработке швейцарских «Основных положе-
ний по проектированию напряженно армированных железобетонных изде-
лий». В 1950 г. им же публикуется отчет № 162 [107], содержащий ряд
новых исследований в области железобетона. Оба отчета являются цен-
ным вкладом в основные положения по расчету напряженно армирован-
ного железобетона; они были использованы также и при составлении дан-
ной книги.
Фиг. 20. 14. Мост в гавани Некарского канала (Хейльбронн). Трехшарнир-
ная пологая арка пролетом 107,8 м (сооружен акционерным обществом
«Вайсе и Фрейтаг»)
В 19 4 7г. в Германии неоднократно использовали кабели разрушен-
ных висячих мостов в качестве арматуры напряженно армированных
железобетонных мостов. Упомянем мост через Эльц в Блейбахе [96] и
восстановление акционерным обществом «Вайсе и Фрейтаг» построенного
Мёршем моста в гавани Некарского канала (Хейльбронн) в виде пологой
трехшарнирной арки пролетом 107,8 м (фиг. 20. 14) [121]. Арматура была
здесь расположена в канавках и трубах и обетонена после натяжения.
В 1946 — 1948 гг. напряженно армированный железобетон нахо-
дит все более широкое применение в строительстве зданий. Во Франции
и Англии был возведен ряд покрытий в виде напряженно армированных
оболочек и среди них цилиндрические оболочки пролетом 50 ж с
575
арматурными элементами системы Маньеля (фиг. 16. 58) [171], а также
шедовые оболочки с криволинейным расположением элементов натяги-
ваемой арматуры системы Фрейсине. Маньель строит в Бельгии текстиль-
ные фабрики с покрытиями из напряженно армированных сборных же-
лезобетонных балок значительных пролетов.
В 1 9 4 8 г. в Генте (Бельгия) [81] выходит книга Маньеля «Le beton
precontract» [81].
В 19 4 8 г. Фрейсине строит в Орлеане прямоугольный водонапорный
резервуар размерами 33 X 45 X 5 м, емкостью 7 000 ж3.
В 19 4 8 г. Фрейсине строит первый большой мост из напряженно
армированного железобетона в Южной Америке (Галион, возле Рио-де-
Жанейро); мост имеет 14 пролетов, которые перекрывались сборными
балками длиной до 37,5 м.
В 19 4 8 г. Моранди (Италия) разрабатывает первый итальянский
метод попарной анкеровки проволок клиньями, причем натяжению под-
вергают по 4 проволоки [124].
В 19 4 8 г. фирма «Preload» (Нью-Йорк) применила машину для
обматывания круглых резервуаров натянутой проволокой (merry go round
machine),
Эта машина в последующие годы совершает победоносное шествие по
всему миру. С ее помощью строятся сотни напряженно армированных
железобетонных резервуаров диаметром до 70 м или на давление до
20 м вод. ст. (см. гл. 16. 13).
В 19 5 0г. швейцарский инженер К. Фогт изобретает более легкую
и более простую машину ББРФ для обмотки резервуаров проволокой
(см. гл. 16. 13). -
Фиг. 20. 15. Мост через Эльц (Эммендинген); пролеты 15 + 30+15 м. Пер-
вый напряженно армированный неразрезной балочный мост со сквозными
пучками и последующим сцеплением (способ Баура—Леонгардта)
В 1 9 4 9 г. в Швейцарии инженеры М. Биркенмейер, А. Брандестинн,
М. Р. Рош и К. Фогт разработали способ ББРФ с применением высажен-
ных анкерных головок (см. гл. 3. 26). Этот метод позволяет натягивать
и закрепить вместе большое число параллельных проволок в одном сталь-
ном анкере.
В 1 9 49 г. Ф. Леонгардт разработал со своим сотрудником Бауром
способ Баура—Леонгардта, который характеризуется совмещением эле-
ментов натягиваемой арматуры в немногих каналах с многорядным гори-
576
'зонтальным расположением проволок или прядей и одновременным натя-
жением всей арматуры сооружения. По этому способу ими возводятся
неразрезные конструкции со сквозными арматурными элементами (фиг.
20. 15) [114].
Ф. Леонгардт выполняет в связи с разработкой этой конструкции
обстоятельные опыты по изучению потерь от трения элементов при натя-
Фиг. 20. 16. Железнодорожный неразрезной мост системы Баура—Леон-
гардта через Некарский канал (Хейльбронн), сооруженный в 1950 г.
жении арматуры и предлагает мероприятия для уменьшения этих потерь
(ср. гл. 7) [153J. Использование этих мероприятий делает возможным осу-
ществить натяжение сквозной арматуры неразрезной конструкции с пятью
или более пролетами.
Фиг. 20. 17. Мост через Некарский канал в Хейльбронне с длиной пролета
96 м; конструкция системы Баура—Леонгардта
В 19 5 0 г. Управлением железных дорог возводится первый в Герма-
нии железнодорожный напряженно армированный пятипролетный железо-
бетонный мост (Хейльбронн) конструкции системы Баура—Леонгардта
(фиг. 20. 16) [132].
37 — 3206
577
В 1 9 5 0 г. по проекту Леонгардта возводится трехпролетный моет*
системы Баура—Леонгардта с наибольшим пролетом 96 м, через Некар-
ский канал в Хейльбронне; размеры пролетов: L9 + 96 + 19 м (фиг..
20. 17) [145].
В 19 49 г. фирма «Дикергоф и Видман» (Мюнхен) осуществляет
под руководством У. Финстервальдера изготовление напряженно армиро-
Фиг. 20. 18. Напряженно армированный неразрезной железнодорожный мост
через Эдерштром у Грифте; конструкция системы фирмы «Дивидаг»
ванной конструкции со стержнями из Ст. 90 с накатанной резьбой, при-
меняя при этом по экономическим соображениям ограниченное предвари-
тельное напряжение.
В 19 5 0 г. та же фирма возводит второй напряженно армирован-
ный железнодорожный мост через Эдерштром у Грифте с шестью проле-
тами длиной от 20 до 25,1 м (фиг. 20. 18) [152].
Фиг. 20. 19. Железнодорожный мост через Дунай в Ульме в виде бес-
шарнирной низкой рамы пролетом, 82,4 м (конструкция системы фирмьа
«Дивидаг»)
578
В 19 5 0г. Финстервальдер возводит, применяя стержневую арма-
туру из Ст. 90, Генсторский напряженно армированный железнодорожный
мост через Дунай в Ульме пролетом 82,4 м в виде низкой бесшарнирной
рамы со стойками стержневой конструкции (фиг. 20. 19) [135].
В 19 5 0 г. Финстервальдер возводит балочный мост через Лан, при-
меняя при монтаже навесной способ в сочетании с напряженным арми-
рованием (фиг. 20й 20). Навесной способ монтажа был к этому времени
уже известен по построенному в 1930 г. по проекту Баумгарта (Рио-де-
Фиг. 20. 20. Строительство моста через Лан (Балдуинштейн) пролетом
62,1 ж; первое применение навесного способа сборки в сочетании с напря-
женным армированием (конструкция системы фирмы «Дивидаг»)
Жанейро) мосту пролетом 60 м через Рио-де-Пейксе из обычного железо-
бетона*, а также по построенному в 1937 г. в Англии трехпролетному
мосту длиной пролета 50 ж**.
В 19 5 2г. Финстервальдер возводит в Вормсе тем же навесным спо-
собом первый напряженно армированный мост через Рейн с пролетами
101,65 + 114,2 + 104,4 м, который вызвал большой интерес как одно из
наиболее замечательных инженерных достижений в области напряженно
армированного железобетона (фиг. 20. 21) [156, 181].
В 19 5 0г. фирма «Прилоуд» строит первый в США мост из напря-
женно армированного железобетона (Уолнайт Лейн Бридж, в Филадель-
фии) по проекту Маньеля.
В 19 5 0 г. Донован X. Ли (Лондон) вводит применение в качестве
натягиваемой арматуры стержни из холодно обработанной легированной
стали со специальной нарезкой (способ. Ли Мак Колл)^ [137, 138].
В 19 5 0г. состоялся Первый международный съезд по предвари-
тельно напряженному железобетону в Париже и основано общество
«Association Scientifique de la Precontrainte».
В 19 51 г. сооружается по способу Баура—Леонгардта мост через Не-
кар в Некаргартахе — самый длинный в то время неразрезной мост со
сквозной арматурой; он имел пять пролетов длиной до 43 м, общая длина
моста 225 м (фиг. 20. 22).
* «Beton und Eisen», 1931, стр. 204; «Bauingenieur»/ 1932, стр. 158.
** «ACI Journal», 1953, стр. 861.
37*
579
В 1952—1953 гг. этот рекорд был превзойден мостом той же
системы над Дунайской долиной в Унтермархттале, общая длина бесшов-
ной конструкции 375 м (фиг. 20. 23) [185, 198].
Фиг. 20. 21. Возведение навесным способом большого напряженно арми-
рованного моста через Рейн в Вормсе (конструкция системы «Дивидаг»,
по проекту Финстервальдера)
В 19 5 1 г. в Париже вышла книга «Beton precontract» Гюйона,
научного сотрудника и помощника Фрейсине, имеющего большие заслуги
в области разработки теоретических основ напряженно армированного
железобетона [125].
Фиг. 20. 22. Мост через Некар (Некаргартах); пять пролетов длиной до
43 м; сквозная натянутая арматура (конструкция системы Баура—
Леонгардта)
580
В 1951 — 1952 гг. способ Фрейсиие находит дальнейшее приме-
нение при устройстве проезжей части двух больших автодорожных ароч-
ных мостбв (Каракас, (Венецуела).
С 1950 г. по 1953 г. как в Германии, так и в других странах ве-
лась- дальнейшая разработка напряженно армированных конструкций,
отличающихся друг от друга главным образом типами аыкеровки арма-
туры. ,
Настоящая книга вышла в свет в 1955 г. в период быстрого развития
напряженно армированного железобетона, история которого за последние
Фиг. 20. 23. Многопролетный мост конструкции Баура—Леонгардта через
долину Дуная (Унтермархталь). Длина 375 м (без швов)
годы здесь лишь намечена. Оглядывая пройденный путь, мы видим, как
много инженеров в течение долгих десятилетий исследовали, размышляли
и работали неустанно, пока, наконец, пришли к тому, что мы теперь по-
нимаем под напряженно армированным железобетоном.
Многие .не были упомянуты в этой книге — от этого их роль нисколько
не умаляется; но в настоящее время пришлось бы историческому разви-
тию посвятить целую книгу, если бы автор захотел охватить все труды
по предварительно напряженному железобетону.
Многообразие способов, различных точек зрения и типов конструкций
подчас создают впечатление путаницы. Будущее должно принести с собой
ясность, отбор и упрощение; соревнование в этой общей работе инжене-
ров будет содействовать такому развитию.
ЛИТЕРАТУРА
До 1938
1. Vicat, Note sur l'allongement pro-
gressif du fil de fer sournis a diverses
tensions, Annales des Ponts et Chaus-
sees, Гег semestre, 1834.
2. F б p p 1 A., Reibung in Bruckenge-
lenken, Zentralblatt der Bauverwal-
tung, 1901, S. 197.
3. Lund J. G. E., Beschreibung der
Konstruktion und Verwendung von
Eisenbetonhohlblocken, armiert nach
System Lund, Beton u. Eisen, 1905,
H. 6 u. 7, S. 143—145 u. 169—173.
4. Lund J. G. E., US Patent 1020578
(1912), Prestressed reinforced con-
crete, First publication, 1907.
5. Bach C. u. Graf O., Mittei-
iungen fiber Forschungsarbeiten, VDI,
1910, H. 90 u. 91.
6. Morsch E., Uber die Berechnung
der Gelenkquader, Beton u. Eisen,
1923, H. 12, S. 156—161.
7. Emperger F., Beton mit gespann-
ten Bewehrungen, Beton u. Eisen,
1923, H. 17 ii. 18, S. 226—228.
8. F г e у s s i n e t E., Une revolution
dans les technique du beton, Librairie
de TEnseignement Technique, Editeur
Leon Eyrolles, Paris, 1926.
9. W e s t e r g a a r d H. H., Analysis of
stresses in concrete roads caused by
variations of temperature, Public
Roads, May 1927.
10. Les hangars d'avions du Palyvestre,
pres de Toulon, Le Genie Civil, 1927,
AoQt, S. 201.
11. Hewett W. H., US Patent 1818254
(10. 9. 27.), ACJ-Journal 1923, S. 41.
12. Dill R. H., US Patent 1684663
(7. 2. 25. u. 18. 9. 28).
13. D i s с h i n g e r R, DRP 535440
(20. 2. 1928).
14. Maier - Leibnitz, Traglastver-
fahren, Bautechnik, 1928, S. 11; 1929,
S. 313
15. Vian'ini: DRP 635554 (1931).
16. Tesar M.f Abhandlung der Inter-
national Vereinigung fur Brucken-
und Hochbau (1932).
17. Reich le E.f DRP 623527 (1932).
19. D г о u h i n M., Annales des Ponts et
Chaussees, Bd 105, 1935, S. 253.
20. Freyssinet E., Une revolution
dans les techniques des betons, Lib-
rairie de I'Enseignement Technique,
Editeur Leon Eyrolles, Paris, 1936.
21. S с h 1 u t e r H., Die Reichsautobahn—
Talbrticke am Rinderstall, Beton u.
Eisen 1936, S. 349.
22. Technische Blatter der Wayss &
Freytag AG, Berlin, 1936.
23. M a u t n e r, K. W., Spannbeton nach
dem Freyssinet—Verfahren, Beton u.
Eisen, 1936, H. 19, S. 320—324.
25. D i s с h i n g e r F., Untersuchungen
fiber die Knicksicherheit, die elastische
Verformung und das Kriechen des Be-
tons bei Bogenbrucken, Der Bau-
ingenieur, 1937, H. 35/36, S. 539—552;
H. 39/40, S. 595—621.
26. G e h 1 e r, W., Hypothesen und Grund-
lagen fur das Schwinden und Krie-
chen des Betons, Deutscher Beton-
Verein, 41, Hauptversammlung, Ze-
mentverlag, Berlin, 1938.
27. К 1 e i n 1 о g e I A., Eisenbetondruck-
rohre aus Schleuderbeton und Schleu-
derbeton—Vorspannrohre, Beton u.
Eisen, 1938, H. 10, S. 161—166.
28. G 1 a n v i 11 e u. Thomas F. G..
Structural Engineer, 1938, S. 299—320.
29. F i n s t e r w a 1 d e r U., Eisenbeton-
trager mit selbsttatiger Vorspannung,
Der Baumgenieur, 1938, H. 35/36,
S. 495—499.
30. E b e r 1 e K., Uber Temperatur und
Spannung bei Balken und Fahrbahn-
deckenplatten aus Beton, Zementver-
lag, 1938.
1939
35. E m p e r g e r F. v., Stahlbeton mit
vorgespannten Zulagen aus hoher-
wertigem Stahl, Verlag Wilh. Ernst &
Sohn, Berlin, 1939.
36. H о у e r E., Der Stahlsaitenbeton, Otto
Eisner Verlag, Berlin u. Leipzig, 1939.
37. D i s с h i n g e r F., Elastische und
plastische Verformung der Eisenbe-
582
'toritragwefke, 'Der 'Bauingenleur, 1939,
H. 5/6, 21/22, 31/32, 47/48.
38. SchonbergM.,u. FichtnerF.,
Die Brucke in Aue, Sachsen, Die Bau-
technik, 1939, H. 8, S. 97—104.
¦39. MullerR, Brucken der Reichsauto-
bahn aus Spanribeton, «Die Bautech-
nib, 1939, S. 128 bis 135.
1940—1941
'43. Timoshenko S., Theory of plates
and shells, McGraw-Hill Company,
Inc., New York, 1940.
'44. Oppermann R., Grundlagen fur
die Ausfuhrung von Spannbetontra-
gern, Beton u.'Eisen, 1940, H. 11, S.
141.
-45, P i s t о r L., Die Anwendung von
Vorspannungen im Stahlbetonbau, Be-
ton u. Eisen, 1940, H. M u. 12, S.
150—154 u. 160—162.
46. F г e у s s i n e t E., Une Revolution
dans Tart de batir. Les constructions
precontraintes, Travaux, 1941, No-
vembre.
47. Graf O. u. Brenner E., Ver-
suche mit Drahtseilen fur eine Han-
gebriicke, Die Bautechnik, 1941, H. 38.
48. F б p p 1 A., Drang und Zwang, 3
Aufl, Verlag R. Oldenbourg, Mtmchen
u. Berlin, 1941.
1942
;50. В j u g g r e n U., Katalog «Strang-
betong-Forspand Betong». Betongin-
dustrie—Strangbetongfabriken, Stock-
holm, Г942.
-51. В о 1 о m e у J., Deformations elasti-
ques, plastiques et de retrait de quel-
ques betons», Bulletin Technique de
la Suisse Romande (Lausanne), N.
15, S. 169—173.
-52. «H u 11 e»T Des Ingenieurs Taschen-
buch, 27 Aufl., 1 Bd. S. 643 Verlag
Wilh. Ernst & Sohn, Berlin, 1942 (28.
Aufl. in Vorbereitung).
'53. Lenk K. Spannbetonrohre, Beton u.
Eisen, 1942, H. 15 u. 16, S. 137—144.
1943
"54. С г о m J. M., High-stressed wire in
concrete tanks, Engineering News Re-
cord, 1943.
55. M 6 r s с h E.» Spannbetontrager, Ver-
lag Konrad Wittwer, Stuttgart, 1943.
'56. J о h a n s e n F. L., BrudlCieteorier,
Kopenhagen, 1943.
•57. Redonnet J., Une nouvelle appli-
cation du beton precontract, Tra-
vaux, 1943, Octobre,
1944
'61. Rusch H., Gedanken und Beispiete
zum Bauen mit Fertigbauteilen aus
Stahlbeton, Die Bautechnik, 1944, H.
37/42, S. 170—178.
62. L о s s i e r H., Les ciments expansif
et leurs applications autocontraintes
du beton, Le Genie Civil, 1944, H. 8
u. 9, S. 61—65 u. 69—71.
63. Ma gn el G., Le fluage des aciers
et son importance en beton precon-
tract, Science et Technique, 1944, H.
10, Sonderdruck, S. 4—8.
64. Duke C. M. u. Davis R. E., Some
properties of concrete under sustained
combined stresses, Am. Soc. Test.
Mai, Preprint No. 61, 1944.
65. M a g n e 1 G., Le flambage en beton
precontract, Science et Technique,
№ 10, 1944
66. Sornmer G., Uber die Verlangerung
der Erstarrungszeit von Zement und
Beton, Die Bautechnik, 1944, S. 143.
1945—1946
69. H a r t C. R, Prestressed water sto-
rage tank in Miami, Concrete, 1945,
July.
70. Ros M. R., EMPRA-Bericht, № 155,
«Vorgespannter Beton», Zurich, 1946,
Marz, S. 18, 6.
71. Lalande M., Le Pont de Luzancy
sur la Marne, Travaux 1946, Aout.
72. R i 11 e r M. u. Lardy P., Vorge-
spannter Beton, Mitteilungen des In-
stitute fur Baustatik an der ETH Zu-
rich, Verlag Leemann u. Co., Zurich,
1946.
1947
73. Hornlimann F., Kolbenlose Pres-
sen (Druckkissen) im Bauwesen, Bei-
trag im Bautechnik-Archiv, H. 1. Ver-
lag Wilh. Ernst & Sohn, Berlin, 1947.
74. M 6 r s с h E., Statik der Gewolbe
und Rahmen, Teil A., S. 442ff., Teil
B, S. 40ff. Verlag Konrad Wittwer,
Stuttgart, 1947.
75. Graf O., Die Baustoffe, ihre Eigen-
schaften und ihre Beurteilung, Verlag
Konrad Wittwer, Stuttgart, 1947.
76. Dernedde Barbre, Das Cross'-
sche Verfahren, 3 Aufl. Verlag Wilh.
Ernst & Sohn, Berlin, 1955.
77. F о г n e г о d M. F., Vorgespannte
dunne Beton-Schalen, Abhandlungen
der Internationalen Vereinigung fur
Brucken- und Hochbau, Zurich, 1947.
78. Prestressed barrel-vault shells, Jour-
nal of the Institute of Constructional
Engineers, 1947, S. 109.
1948
79. N e 11 e r L. u. Becker E., Piste en
beton precontract, «Travaux», 1948,
Fevrier u. Mars, S. 147—154 u.
179—186.
80. L u t z e M., Spannbeton, Verlag Kon-
rad Wittwer, Stuttgart, 1948.
81. M a g n e 1 G., Le beton precontract,
Editions Fecheyer, Gand, 1948.
583
82. W а 1 z К., Ruttelbeton, 2 Aufl. Ver-
lag Wilh. Ernst & Sohn, Berlin, 1948.
83. Beyer K., Die Statik im Stahlbe-
tonbau, 2 Aufl. Springer-Verlag, Ber-
lin, 1948.
84. Girkmann K., Flachentragwerke,
2 Aufl. Springer-Verlag, Wien, 1948.
85. W e 11 s t e i n 1С, Die Entwicklung
der Wettstein-Betonbretter, Beton-
steinzeitung, 1948, H. 3, S. 41—45.
86. В о n a t z P., Bemessung zweiteiliger
Querschnitte aus Stahlbeton bei Vor-
belastung eines Querschnitteiles, Der
Bau u. d. Bauindustrie, 1948, H. 3, 4
u. 5.
87. Davis R. E., Konstruktionen in Pre-
pakt-Beton, Schweiz. Bauzeitung,
1948, H. 23, S. 317.
88. Lesage G., DBP 826 969 (1. 10.
1948).
1949
89. D i s с h i n g e r F., Taschenbuch fur
Bauingenieure, S. 1441 ff. Springer-
Verlag, Berlin, 1949.
90. Pucher A., Lehrbuch des Stahlbe-
tonbaues, Sprmger-Verlag Wien,
1949.
91. Poschl Th.f Statik und Dynamik,
3 Aufl. Springer-Verlag, Berlin, 1949.
92. Lund gr en H., Cylindrical shells.
(Vol. 1), Danish Technical Press-The
Institution of Danish Civil Engineers,
Copenhagen, 1949.
93. L a 1 a n d e M., Diversite des appli-
cations du beton precontract, Tra-
vaux, 1949, Janvier u. Fevrier S. 2—
22 u. 47—64.
94. В о n a t z P., Schubspannungen und
lotrechte Pressungen im Balken mit
veranderlicher Hohe, Der Bauinge-
nieur, 1949, H. 4, S. 125—128.
95. S с h 1 e i с h e r F., Die Verankerung
von Drahtseilen, insbesondere in ver-
gossenen Seiltopfen, Der Bauinge-
nieur, 1949, H. 5 u. 6, S. 144—155 u.
176—184.
96. Lammlein A, u. Wi chert U.,
Spannbetonbrucke Bleibach, Die Bau-
technik, 1949, H. 10, S. 300—306.
97. К1 u g e F., Vorausbestimmung der
Wassermenge bei Betonmischungen
fur bestimmte Betongiiten und Fisch-
betonkonsistenzen, Der Bauingenieur,
1949, H. 6, S. 172—175.
98. Bauer R„ Der Haken im Stahlbe-
tonbau, Verlag Wilh. Ernst & Sohn,
Berlin, 1949.
99. В r a u n b о с к E., Deckenkonstruk-
tion aus vorgespannten Stahlbeton-
Fertigteilen, Osterreich, Bauzeitung,
1949, H. 51, S. 8.
100. Schleicher F., Taschenbuch fur
Bauingenieure, S. 152 ff. Springer-
Verlag, Berlin, 1949.
101. Eleven lectures on prestressed con-
crete, Cement and Concrete Associa-
tion, London, 1949.
102. Making unique prestressed concrete
pipe, Construction Methods and
Equipment, 1949, December.
103. Dobell u. Curzon, Design, con-
struction and uses of presstressed
concrete tanks, Public Works, 1949,
October.
104. Broar over Angermanalven vid Sando,.
Herausgegeben vom Kungl. Vagoch
Vattenbyggnadstryelsen, Stockholm^
1949.
1950
105. Leonhardt F., Neue Wege im Be-
tonstraftenbau, Referate in der Sitz-
ung der Arbeitsgruppe BetonstraBen
am 29. Okt. 1949 zu Stuttgart. He-
rausgegeben von der Forschungsge-
sellschaft fur das StraBenwesen e. V.,.
Koln-Deutz, 1950.
106. Graf O., Die Eigenschaften des Be-
tons. Versuchsergebnisse und Er-
fahrungen zur Herstellung und Beur-
teilung des Betons, Springer-Verlag,,
Berlin, 1950.
107. R о s M. u. S a r r a s i n A, EMPRA-
Bericht № Г62, Die materialtechni-
schen Grundlagen und Probleme des>
Eisenbetons im Hinblick auf die zu-
ktmftige Gestaltung Stahlbeton-Bau-
weise, Zurich, 1950.
108. Vaessen F., Ein Verfahren zur
Vorspannung von Fertigbalken, Der
Bau u. d". Bauindustrie, 1950, H. 8,.
S. 178—182.
109. Schwier F., Neptunstahl als Be-
wehrung fur Stahlbeton, Betonstein-
zeitung, 1950, H. 3, S. 59—62.
110. Janiche W. u. Thiel G., Rrie-
chen von Stahl unter statischer Bean-
spruchung bei Raumtemperatur, Ar-
chiv fur Eisenhuttenwesen, 1950, H. 3"
u. 4, S. 105—118.
111. Mors ch EM Die Ermittlung des.
Bruchmomentes von Spannbetonbal-
ken, Beton u. Stahlbetonbau, 1950,,
H. 7, S. 149—Г57.
112. Leonhardt F. u. В a u r W., Bru-
cken aus Spannbeton, wirtschaftlich
und einfach, Beton- u. Stahlbetonbau,,
1950, H. 7 u. 8, S. 182—188 u. 207—
215.
113. Rusch H., Bruchlast und Bruchsi-
cherheitsnacrrweis bei Biegungsbean-
spruchung von Stahlbeton unter be-
sonderer Berucksichtung der Vorspan-
nung, Beton- u. Stahlbetonbau, 1950,,
H. 9, S. 215—220.
114. Lammlein A. u. Bauer A.,
Spannbetonbrucke Emmendingen, Be-
ton- u. Stahlbetonbau, 1950, H. 9, S.
197—203.
115. Crora X M'., Design of prestressed'
tanks, Proceedings, American Society
of Civil Engineers,, 1950,. October.
584
216. В i г к e n m a i е г М., Vorgespannie
Ziegelkonstruktionen, Schweiz. Bau-
zeitung, 1950, № 11 u. 13, S. 141—144
u. 166—168.
137. Leonh a r d t F., Die neue Mosel-
Jjrucke Wehlen, Der Bauingenieur,
1950, H. И ii. 12, S. 421—426 u.
440—445.
318. Schwier F., Der derzeitige Stand
der Herstellung und Verwendung von
Neptunstahl zur Betonbewehrung,
Felten & Guilleaume-Rundschau, 1950,
H. 33, S. 167.
319. Polivka J. J., Adjournal, 1950,
December, Discussion, Seite 724-1.
120. Jubitz L., DBP 803728 (17. 1 50/9.
4. 51), Verfahren zum Vorspannen
von Stahlbetonumschnurrungen.
321. Stohr W., Die neue Kanalhafenbru-
cke in Heilbronn, Beton- u. Stahlbe-
tonbau, 1950, H. 12, S. 269—274; 1950,
H. 2, S. 30—32.
122. Busemann R., Kriechberechnung
von Verbundtragern unter Benutzung
von zwei Kriechfasern, Der Bauinge-
nieur, 1950, H. 11, S. 418.
123. Schubiger E., Die Schalenkuppel
in vorgespanntem Beton der Kirche
Felix und Regula in Zurich, Schweiz.
Bauzeitung, 1950, H. 17, S. 223—228.
124. Morandi, Journees Internationales
. de l'Association de la Precontrainte,
1950, Travaux, 1950, S. 41—43.
19511
125. G u у о n Y., Beton precontract. Etu-
de Theorique et experimentale, Edi-
tions Eyrolles, Paris, 1951, bzw. 2
Aufl, 1954.
126. В a a r G., Invloed van hoge tempera-
turen op vorgespannen beton, Precon-
traint-Prestressing, Bruxelles, 1951,
H. 1, S. 39—46.
127. Vogt H., Neue danische Normera
fordern neue Berechnungsweisen von
Platten und Schalen, Beton- u. Stahi-
betonbau, 1951, H. 1, S. 20—21.
128. M 6 r s ch E„ Der durchlaufende Tra-
ger, 13 Kapitel, 4 Aufl. Verlag Kon-
rad Wittwer, Stuttgart, 1951.
129. Lutze M., Vortrage bei der 48,
Hauptversammlung des Deutschen
Beton-Vereins, Beton- u. Stahlbeton-
bau, 1951, H. 7, S. 166.
130. Haber stock K., Die n-freien Be-
rechnungsweisen des einfach bewehr-
ten, rechteckigen Stahlbetonbalkens,
H. 103 des DAfST.; Vertrieb durch
Verlag Wilh. Ernst & Sohn, Berlin,
1951.
131. Haggbom J., Ingenieurbauten in
Schweden, Beton- u. Stahlbetonbau,
1951, H. 6, S. 138, bzw. Vortrage Deu-
tscher Beton-Verein, 48. Hauptver-
sammlung, 1951.
132. Klett E., Die Spannbetonbrucke der
Bundesbahn iiber den Neckarkanal in
Heilbronn, Beton- u. Stahlbetonbau,
1951, H. 7 u. 8, S. 145—150 u. 180—
184.
133. Janiche W., Neue Erkenntnisse*
uber Festigkeitseigenschaften und Be-
anspruchbarkeiten von Spannbeton-
stahlen, Beton u. Stahlbetonbau, 1951,
H. 7 u. 8, S. 161—165 u. 184—187.
134. Meier H., Die neuen Spannbeton-
schwellen der Deutschen Bundesbahn,
Beton u. Stahlbetonbau, 1951, H. 8 u.
9, S. 174—180 u. 202—208.
135. F i n s t e r w a 1 d e r U. u. Ко n i g H.f
Die Donaubrucke beim Ganstor in
Ulm, Der Bauingenieur, 1951, H. 10,.
S. 289—293.
136. Lee D. H., Civil Engineering and
Public Works Review, London, 1951,
S. 668.
137. Lee D. H., High tensile alloy steel
bars for prestressed concrete, Proceed-
ings of the First United States Con-
ference on Prestressed Concrete, Mas-
sachusetts Institute of Technology»
1951, August, S. 167—177.
138. Lee D. H., High tensile alloy steel
bars for prestressed concrete, Civil
Engineering and Public Works Re-
view, London, 1951, Vol. 46, № 543,
S. 668—671, № 544, S. 770. bis 771.
139. W i j n s t r a, Voorgespannen beton bij
transportleidingen voor water, Hol-
landische Zeitschrift, De Ingenieur
№ 27 u. 31, 1951.
140. R о s M., Le grand pont route sur la
Save a Beograd-Zemun, Congres In-
ternational du Beton Precontract,
Gent, 1951.
141. Steinrnann G., Calculo de places-
por Ja teoria de las lineas de rotura,
Madrid, 1951.
142. A s h t о n L. A., The fire resistance of
prestressed concrete floors, Civil En-
gineering and Public Works Review,.
London, 1951, № 545—546.
143. Kan i G. u. Horvat R., DBR 903
219 (4. 10. 51/4, 2, 54) u. МбП, H. 2,
Spannbeton, S. 90—93, Berliner
Union, Stuttgart, 1954.
144. Norm № 162 des SIA, Entwurf, 1951.
145. Leonhardt F., Stohr W. u.
Gass H., Neckarkariabriicke Obere-
Badstrafle, Heilbronn; Beton- «..Stahl-
betonbau 1953, H. 12, S. 265—270.
146. В i 11 n er K. P., New prestressing
method utilizes Vacuum Process,
Journal of ACI, Vol. 22, H. 2, 1950,
October, S. 161—176, u. Beton- u.
Stahlbetonbau, 1951, H. 11, S. 260—
261.
347. The Bournemouth Cooperation Trans-
port Depot, Cement and Concrete As-
sociation, London, 1951, April.
348. Levi F. u. Pizetti G. (Turin-
Buenos Aires), Fluage, Plasticite,.
Precontrainte, Verlag Ed. Dunod, Pa-
ris, 1951.
1952
150. A b e 1 e s P. W., Principles and prac-
tice of prestressed concrete, Crosby,.
585.
Lockwood a. Son, Ltd. Second edi-
tion revised, 1952.
151. S t г u b .и. R о e s s I e r H., Die Tech-
nik des Schiffsbauens im alten Agyp-
ten, Technische Rundschau, Bern,
1952, August, S. 1—4.
152. К о b e г К., Die Ederstrombrucke bei
Grifte, Beton- u. Stahlbetonbau, 1952,
H. 2, S. 36—42.
153. L eonh a rd t F. u. Monnig E.,
Reibung von Vorspanngliedern fur
Spannbeton, Beton- u. Stahlbetonbau
1952, H. 2, S. 42 bis 45.
154. Schwier F., Beitrag zur Frage der
mechanischen Alterung bei hartgezo-
genen, patentierten Stahldrahten.
Stahl u. Eisen 1952, H. 2, S. 58—66.
155. Volt ег O., Vom statischen Wesen
des Spannbetons, Beton- u. Stahlbe-
tonbau, 1952, H, 3, S. 56—57 u. 1953,
H. 3, S. 71—72.
156. Finst erwa 1 d er U., Dywidag-
Spannbeton, Der Bauingenieur, 1952,
H. 5, S. 141 bis 158,
157. London Festival Bridge, Concrete
and Constr. Eng., London, 1951, H. 7,
S. 202 bis 206 u. 1952, H. 6, S. 185—
188 u. 1953, H. 2, S. 98, vgl. audi
Beton- u. Stahlbetonbau, 1953, H. 11,
S. 269—270.
158. S i e v e r s H., Berechnung von Auf-
lagerbanken, Der Bauingenieur, 1952,
H. 6, S. 209—213.
359. Moll H., Das Spannbeton-Patent,
Festschrift des Deutschen Patentam-
tes, 1952, vgl. audi Betonstein-Zei-
tung, 1953, H. 7, S. 259 bis 261.
160. Birkenmaier M, Brandesti-
n i A. u. R о s M. R., Zur Entwick-
lung des vorgespannten Betons in der
Schweiz, Schweiz. Bauzeitung, 1952,
H. 8, S. 107—114.
161. Bay H., Berechnung der Schubspan-
nungen im vorgespannten Trager mit
veranderlicher Hohe, Beton u." Stahl-
betonbau, 1952, H. 8, S. 185—186 u.
H. 11, S. 279.
262. SchwierR, Stahldrahte fur Spann-
beton, Beton- u. Stahlbetonbau, Be-
ton- u. Stahlbetonbau, 1952, H. 9, S.
201—207.
163. Braunbock E., Neues Verfahren
zur Herstellung von Spannbeton-Ele-
menten mit direktem Verbund, Beton-
stein-Zeitung, 1952, H. 10, S. 372—
373.
164. L a r a v о i r e L., Un nouveau pro-
duit siderurgique frangais, le, «fil ma-
chine» en acier traite pour beton pre-
contraint, Travaux, 1952, Novembre.
165. Ernst George C, Stability of
thin-shelled structures, ACI-Journal,
1952, Dec, S. 277 ff.
166. Burnett G. E. u. Spindler
M. R., Effect of time of application
of sealing compound on the quality
of concrete, ACI-Journal, 1952, Nov.,
24, S. 193.
167. J а со b sohn W., Bemessung unci
Querschmttsgestaltung beim vorge-
spannten Beton, Schweiz. Bauzeitung,
1952, H. 14, S. 193—198.
168. Report of the Fire Research-Board
with the Report of the Director of
Fire Research for the Year 1952,
MMSO.
S69. Birkenmaier M., Die Berech-
nung der Spannungsverluste im vor-
gespannten Beton, Schweiz, Bauzei-
tung, 1952, H. 45, S. 635—638.
170. Franz G., Entwicklung des Spann-
betons in Frankreich, Die Bauwirt-
schaft, 1952, H. 18/19, S. 405—410.
S71. Concrete Quarterly 14, Cement and
Concrete Association, London, 1952.
172. В 1 u ra f i e 1 d C. V., The combination
of shells and prestressing, Symposium
on concrete shell roof construction,
Cement and Concrete Association,
London, 1952.
173, Ernst E., Der Bruckenbau der Deu-
tschen Bundesbahn im Jahre 1951, Die
Bautechnik, 1952, H. 5, S. 128—129.
1953
175. К a n i G., Die Berechnung mehrstok-
kiger Rahmen, 2 Aufl. Verlag Kon-
rad Wittwer, Stuttgart. 1953.
176. J e 1 i n ek R., Berechnung der Starke
von Betondecken fur Strafien und
Flugplatze, StraJ3e u. Autobahn, 1953,
H. 1, S. 1—7.
177. Prufbericht des Institutes fur Bau-
forschung (Otto Graf-Institut) der TH
Stuttgart, № В 23086 von 26. 1, 1953.
178. Leo nil a r d t F., Leoba-Spannglie-
der und ihre Anwendung im Brucken-
u. Hochbau, Beton- u. Stahlbetonbau,
1953, H. 2, S. 25—33.
179. Deininger K., Die Verankerung
vorgespannter Betonstahle, Beton-
steinzeitung, 1953, S. 262—266.
180. Priifbencht des Institutes fur Baufor-
schung (Otto Graf-Institut) der TH
Stuttgart, № В 22578 vom 10. 3. 1953,
Dauerversuch an Stahldrahtlitzen,
schlaufenartige Verankerung im Be-
ton.
181. Wahl E. R, Die StraBenbrucke uber
den Rhein bei Worms, Die Bauverwal-
tung, 1953, H. 4.
182. Ernst W., Stahleinlagen in Beton-
fahrbahndecken, in Entwicklung des
BetonstraBenbaues im Inland und
Ausland, Schriftenreihe der For-
schungsgesellschaft, fur das StraBen-
wesen e. V., Arbeitsgruppe Betonstra-
fien, H. 4, Kirschbaum-Verlag, Biele-
feld, 1953.
183. Guy on Y. Etude experimental de
poutres continues en beton precon-
tract, Travaux, 1953, Avril, Mai, Juin,
Juillet. "
184. Zerna W., Das Ausloschen der
Spannkraftverluste infolge Reibung
Б86
bei Spanngliedem, Beton u. Stahlbe-
tonbau, 1953, H. 9, S. 209 bis 210.
Vgl. Zuschriften mit Berichtigungen
. in H. 12 (1954), S. 296.
Й5. Leonhardt F., Verschiedene
Spannbetonbrucken In Suddeutsch-
land, Der Bauingenieur, 1953, Sept.,
H. 9, S. 316—323, u. Vortrage Deu-
tscher Beton-Verein, 1953.
186. Gaede K. u. Walloschke E.,
Bestimmung der Obertragungslange
bei Spannbeton-Fertigtragern, Beton-
u. Stahlbetonbau, 1953, H. 10, S. 231—
233.
187. Hill A. W., Hauptbericht uber den
ersten- Internationalen Kongress in
London, der Internationalen Vereini-
gung fur Spannbeton, 1953.
188. Prufbericht des Institutes fur Baufor-
schung (Otto Graf-Institut) der TH
Stuttgart, № В 24199 vom 9. 11. 1953.
189. R о s M. R, Der heutige Stand der
Entwicklung des vorgespannten Be-
tons, Berichte der A. G. von Moos'-
schen Eisenwerke Luzern, 1953, De-
zember.
190. J an i che W. u. Puzicha W. (u.
A.), Technische Mitteilungen des Hut-
tenwerkes Rheinhausen, H. "2, 1953,
Dezember.
191. Vaessen F., Das Spannverfahren
Hochtief, Der Bau u. d. Bauindustrie,
1953, H. 23, S. 534—537.
192. Birkenmaier M., Vorgespannte
Felsanker, Schweiz. Bauzeitung, 1953,
H. 47, S. 688—692.
193. Lutze M., Zu vorgespannten Plat-
ten, in Forschung und Praxis in Be-
tonstraBenbau, Schriftenreihe der For-
schungsgesellschaft fur das StraBen-
wesen e. V., Arbeitsgruppe Betonstra-
Ben, H. 3, S. 119, Kirschbaum-Verlag,
Bielefeld, 1953.
194. В u h r e r R.t Erfahrungen beim
Bau vorgespannter Eisenbahnbrucken,
H. 112 des DAfSt. Vertrieb durch Ver-
lag Wilh. Ernst u. Sohn, Berlin, 1953.
195. К a m m u 11 e r K., Vorspannung
durch Spreizen, Der Bauingenieur,
1953, S. 128-130.
196. Hummel A., Das Beton-ABC, 11
Aufl. Verlag Wilh. Ernst & Sohn,
Berlin, 1953.
197. W a 1 z K., Betonzusatzmittel, In Wer-
ners Schriftenreihe aus Bautechnik
und Bauwirtschaft. Werner Verlag
GmbH., Dusseldorf, H. 12, Bild 3.
198. Donautalbrucke Untermarchtal 1952—
1953, Denkschrift der Arbeitsgemein-
schaft Donautalbrucke Untermarchtal
Karl Kubler AG, Wolfer u. Goebel,
Ed. Ziiblin AG.
199. Leonhardt F., Vorgespannte Plat-
ten, in Forschung und Praxis im Be-
tonstraBenbau, Schriftenreihe der For-
schungsgesellschaft fur das StraBen-
wesen e. V., Arbeitsgruppe Betonstra-
fien, H. 3, S. 116. Kirschbaum-Verlag,
Bielefeld, 1953.
200. Z e г n a WM Spannbeton, Werner-Ver-
lag GmbH., Dusseldorf, 1953, S. 91.
201. Sells A., u. Kranitzky W.,
Sind Stahlbauwerke gefahrdet,
Der Stahlbau, 1953, H. 4, S. 80—84,
u. H. 5, S. 113—118.
202. Weyer R., Das Spannverfahren PZ
und seine Anwendung, Die Bauwirt-
schaft, 1953, H. 36, S. 930—932.
203. Monning E., Spannbeton und
Spannverfahren, Der Bau u. d. Bau-
industrie, 1953, H. 23, S. 526—533.
204. Cestclli-Guidi C. (Rom), Ce-
mento armato precompresso, 2 Aufl.
Verlag Ed. Ul. Hoepli, Milano, 1953
1954
210. В a u r W., Vorgespannte Wasserbe-
halter nach dem FaBreifenprinzip, Be-
ton u. Stahlbetonbau, 1954, H. 1, S.
14—15.
211. Do 1 let H. u. Robin M., La route
experimental en beton precontract
de Bourg-Servas, Travaux, 1954, Jan-
vier, S. 17—27.
212. Rusch H., Der EinfluB des Sicher-
heitsbegriffs auf die techn. Regeln fur
vorgespannten Beton, Schweizer Ar-
ch iv fur angew. Wissenschaft und
Technik, Zurich, 1954, Marz, H. 3, S.
85.
213. Seytter K., Das Vorspann-System
Heilitbau beim Bau der StraBenbrucke
bei Donaumunster, Beton- u. Stahl-'
betonbau, 1954, H. 3, S. 60—63.
214. Moll H., Spannbeton, Verlag Berli-
ner Union, Stuttgart, 1954.
215. Volter O., Die Reibung im Spann-
beton, Beton u. Stahlbetonbau, 1954,
H. 6, S. 138 bis 142.
216. Rusch H., Erlauterungen zu DIN
4227-Spannbeton, Verlag Wilh. Ernst
& Sohn, Berlin, 1954.
217. Giehrach U. u. Stattele Ch.,
Die Versuche der Bundesbahn an
Spannbetontragern in Kornwestheim.
H. 115 des DAfSt. Vertrieb durch Ver
lag Wilh. Ernst & Sohn, Berlin, 1954.
218. Innenruttler zu Verdichten von Beton,
Richtlinien fur die Verwendung, DIN
4225, Beuth-Vertrieb GmbH, Berlin,
1952, August.
219. Clarke S. H., Report on fire tests
with prestressed concrete girders, Di-
rector of Fire Research, London, 1954.
220. Koebel F. E., Leightweight pres-
tressed concrete, Journal of ACI, Vol.
25, 1954, Marz, S. 585—596.
221. Rusch H., Veroffentlichung in den
Forschungsheften des DAfSt ange-
kundigt.
222. Fritz В., Veroffentlichung in Vor-
bereitung.
223. Kammuller Км Veroffentlichung
in Vorbereitung.
587
224. Fritz В., Zuschriften in Beton- und
Stahlbetonbau, 1954, H. 6, S. 147—
152.
225. Leonhardt F. u. Bauer R., Die
Rosensteinbrucke tiber den Neckar in
Stuttgart, Beton- u. Stahlbetonbau,
1954, H. 3, S. 49—57.
226. H a be 1 A., Berechnung von Quer-
schnitten mit mehrlagiger Spannbe-
wehrung nach dem Verfahren von Bu-
semann, Beton- u. Stahlbetonbau,
1954, H. 2, S. 25—31.
227. Knittel G., Der EinfluB des Krie-
chens und Schwindens auf den Span-
nungszustand in Tragwerken aus vor-
gespanntem Beton, Der Bauingenieur,
1954, H. 1, S. 15—20.
228. Finsterwalder U., Vorgespann-
te Schalenbauten, Vortrage des Deu~
tschen Beton-Vereins, 1954.
229. Snetzer E. R., Long span pres-
tressed concrete beams Civil
Engineering, 1954, April, S. 219.
230. Buyer K., Neuere Ausfiihrungen
von vorgespannten kreiszylindrischen
Wasserbehaltera, Beton- u. Stahlbe-
tonbau, 1954, H. 12, S. 286—289.
231. Freyssinet E., Naissance du be-
ton precontract et vues d'avenir, Tra-
vaux, 1954, Juin, S. 463—474.
232. R 6 h n i s ch A., Versuche zur Fest-
stellung der Frosteinwirkung auf den
EinpreCmortel von Spanngliedern^
Beton- u. Stahlbetonbau, 1955.