ПОЛИМЕРБЕТОНЫ

Температурно-временная зависимость длительной прочности полимербетонов

Применение полимербетонов в качестве несущих кон­струкций промышленных зданий и сооружений в усло­виях воздействия различных агрессивных сред не только рациональное и экономически оправданное, но в некото­рых случаях и единственно возможное решение. В то же время широкое внедрение в практику строительства по­лимербетонов сдерживается рядом причин, главными из которых являются отсутствие надежной и практически
удобной оденки длительной прочности и деформацион­ных характеристик полимербетонов и методов расчета несущих конструкций на их основе.

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

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

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

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

T = T0ec/»-Y6/<^)) (62)

Из которого вытекает, что при постоянной темпера­туре

Б = б0 — const lg Т/То, (63)

Где х—время до разрушения материалов при напряжении а; t/0 и то — константы, характеризующие материалы; у — структурный ко­эффициент; Т — абсолютная температура; К — универсальная газо­вая постоянная; о0 — абсолютный предел прочности полимерного материала, о'о = С/0у.

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

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

Б = б0 - const Т. (64)

Хотя зависимость (62) и позволила избежать проти­воречий, характерных для статистической теории проч­ности, однако она не лишена и некоторых недостатков. Если о-»-0, длительная прочность образца ограничена, а если o=o0 = U0/T, длительная прочность оказывается независимой от температуры, что нарушает физический смысл формулы (62). В [29, 46] дана теоретическая за­висимость, освобождающая формулу (62) от физических парадоксов.

Многочисленные экспериментальные исследования показали, что величина то лежит в пределах от 10~12 до 10~13 (табл. 70). Это значение очень близко к периоду колебаний атомов в твердом теле. Поэтому при прогно­зировании длительной прочности константу То, как пра­вило, можно не определять. Отсюда вытекает весьма важный вывод о том, что длительная прочность при про­чих равных условиях характеризуется лишь двумя коэф­фициентами U0 и V, которые можно назвать константами материала. Следовательно, для прогнозирования долго­вечности полимербетонов необходимо экспериментально определить эти коэффициенты.

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

В процессе отверждения крупногабаритных полимер бетонных изделий и конструкций в материале возникают значительные температурные и временные усадочные внутренние напряжения, приводящие в некоторых слу чаях к нарушению его монолитности. Положение усугуб ляется тем, что такие конструкции предназначены дл5 использования в условиях воздействия различных агрес­сивных сред, которые, в свою очередь, нарушают ста бильность структурного состояния материала. Поэтому необходимо подробнее рассмотреть физическую сущності математического выражения температурно-временной за­висимости прочности таких материалов.

Известно, что в стабильных температурно-влажност - ных условиях для каждого вида материала и характера напряженного состояния все члены, входящие в форму­лу (62), кроме структурного коэффициента у, имеют од­нозначное конкретное значение. Структурный коэффи­циент у = |Зсо (со— флуктуационный объем элементарно­го акта разрушения, —-коэффициент концентрации напряжений) характеризует структурное состояние мате­риала и равномерность распределения напряжений внеш­него силового поля. Коэффициент 3, в свою очередь, за­висит не только от температуры, но и от приложенного напряжения, так как эти параметры определяют ско­рость релаксационных процессов. Таким образом, даже в стабильных условиях коэффициент 3 изменяет свое значение.

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

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

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

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

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

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

£,=(1-е*<). (65)

7 Зак. 25(1

Где Еі — модуль упругости полимербетона при нормальной темпе­ратуре; «■—коэффициент, для полиэфирных и фурановых смол а = 0,055; t — температура полимербетона.

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

Коэффициент температурных деформаций полимербе­тона при изменении температуры от 20 до 100°С также изменяется линейно в пределах 19- 10~4—13- 10~4.

На основании статистической обработки результатов испытаний нами предложена сравнительно простая фор­мула, позволяющая с достаточной для практических це­лей точностью определять максимальные температурные напряжения:

Б, =(£„—/( Uак) 1 О3 (а /мак _ а ) М1 — и), (66)

Где at—максимальные температурные напряжения; Ео — модуль упругости при 0°С; К — коэффициент пропорциональности, К = = 0,9 Па-°С; ti н /МаК — температура саморазогрева соответственно на поверхности и в центре сечения; а—коэффициент температурных деформаций; (х — коэффициент Пуассона, = 0,22...0,275; г|) — ко­эффициент релаксации температурных напряжений, 0,6...0,7.

Таким образом, изменения структурного состояния полимербетонов могут быть учтены только в том случае, если коэффициент (3 будет отражать алгебраическую сумму всех напряжений, возникающих в материале:

Р = р, + б, + бу + би, (67)

Где Р — суммарный коэффициент концентрации напряжений; [3; — напряжения от внешних силовых нагрузок; о'(; о'у; о'ь — напряжении соответственно температурные, усадочные н влажностные.

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

Меньшей однородностью и значительными собствен­ными напряжениями можно, по всей вероятности, объяс­нить то, что коэффициент у для полимербетонов более чем на пооядок выше аналогичных величин для ненапол - ненных термопластичных материалов (см. табл. 70).

Уравнение (62) можно записать в виде:

Б = (7о /у — (К Т/у) 1п (т/то). (68)

При условии Т== Тг = const из выражения (68) следу­ет, что действующие в материале напряжения линейно связаны с логарифмом долговечности материала. Таким образом, для прогнозирования долговечности материала в условиях совместного воздействия нагрузки и темпе­ратуры необходимо определять величины г/о И V.

С точки зрения кинетической концепции прочности, процесс разрушения при совместном воздействии на­грузки и агрессивной среды надо рассматривать как про­цесс, развивающийся в материале во времени. Поэтому характеристикой разрушения может быть скорость на­копления микроразрушений от нагрузки Vn и от действия агрессивной СреДЫ Ка. Результирующая скорость разру-

7* Зак. 251

УсУм(т) = Ун(т) + Уа(т), (69)

Где Vu(x)—скорость разрушения материала от действия на­грузки; Va (т)—скорость разрушения материала от действия аг­рессивной среды.

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

Для соответствующих долговечностей имеем 1/ТсУм = 1/Тн + 1/Та ИЛИ Тсум = Та Т„ /(та + Тн ). (70)

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

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

Экстраполяция зависимостей lgr — о для полимербе-

Тона КФ-Ж показывает, что все три прямые пересекают­ся в одной точке с ординатой lg т = 13 или то=Ю-13с, что не противоречит имеющимся данным (рис. 52).

Зная То--=10~13 с, можно определить U0 и у, входящие в уравнение (62). Из уравнения (62) следует:

U0 = V в = 2,303 /С 7- (lglgт0). (71)

Величины, входящие в первую часть уравнения (71), известны, следовательно, для различных значений — уст можно вычислить ст. Результаты расчета по формуле (71) для состава на КФ-Ж приведены на рис. 53. Най­денные величины при различных температурах достаточно хорошо легли на прямую, отвечающую уравнению U = = U0 — ус, из которого можно определить U0 и 7 (см. табл. 71).

Получив значения то", U0 и 7, можно определить дол­говечность Тп, пользуясь формулой (70).

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

6а /бо = ~т'т£ , (72)

Где Сто — условная прочность при скорости нагружения 0,1—0,2 МПа в 1 с; та — время пребывания в агрессивной среде, с; п и т — по­стоянные, зависящие от вида материала и вида агрессивной среды; Ста — прочность материала после пребывания в агрессивной среде в течение времени т, МПа.

При этом зависимость (72) применима при Та^ЗО сут.

С/, кВж/моль тм

Bk_________ ._________________________________________________

В 6,МПа

Рис. 53. Зависимость энергии ак­тивации от напряжения для поли­мербетонов КФ-Ж 9 □ и Д — результаты получены при 20°С; 2, 3 и 4 — легкий поли­мербетон КФЖ при 20°, 60° и 80°с соответственно

Рис. 54. Изменение долговечности полимербетона ПН-1

1 — в H2S04 10%-ной концентрации:

2 — в воде; 3 — в H2SOi 30%-ной кон цеитрации; 4 — при действии ме­ханической растягивающей нагруз­ки; 5 — при совместном действии механической нагрузки и H2SOi 10%-ной. концентрации; 6 — при совместном действии механической нагрузки и воды

На основе формулы (72) долговечность полимербето­на в условиях воздействия агрессивных сред и при от­сутствии внешних нагрузок можно выразить в виде

Та = Km бо) ■ (73)

Это выражение позволяет, задавшись допустимым снижением прочности материала, вычислить его долго­вечность в этих условиях.

Для полимербетонов К. Ф-Ж И ПН-1 были определены
постоянные in и п при воздействии воды и растворов H:'S04 10%- и 30%-ной концентрации (табл. 72).

Анализируя полученные зависимости суммарной дол­говечности (рис. 54) ОТ Тн И Та следует отметить, что гра­фики суммарной долговечности имеют переломы при некоторых уровнях напряжений а1р. В области о> >Grр определяющее влияние на долговечность оказыва­ют механические нагрузк и, так как тн<Ста, а в области о<.аГр определяющее влияние на общую долговечность оказывает агрессивная среда, так как тн^>та.

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

Экспериментально-теоретические исследования по оп­ределению методики расчета и прогноза долговечности химически стойких полимербетонных конструкций, вы­полненные в лаборатории полимербетонов НИИЖБа, подтверждаются успешной многолетней эксплуатацией многих конструкций и сооружений из полимербетонов. Так, на Балхашском горно-металлургическом комбинате одна из ванн Электролиза меди из полимербетона на свя­зующем ФАМ эксплуатируется около 20 лет и до насто­ящего времени находится в хорошем состоянии. Так же, как и полимербетонные тротуарные плиты размером 500X500X30 мм на основе полиэфирной смолы Г1И-1, уложенные на опытном участке ПИИЖБа в 1967 г.

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

Корецкий В. 1І. [77], проводя тщательные натурные обследования полимербетонных облицовок водоскатов семи эксплуатируемых гидротехнических сооружений Средней Азии (четыре из них построены в 1962—1964 гг.) установил, что для водозаборных сооружений на пред­горных участках рек характерны короткие паводковые периоды, когда через гидросооружения сбрасывается 60—80% годового стока и донных наносов. В межпавод­ковые периоды сооружения, как правило, свободны от воды, в это время разрушительное действие наносов и воды сменяется атмосферным воздействием и высокой солнечной радиацией.

На основании результатов натурных обследований и испытания кернов, взятых из полимербетонных облицо­вок после 12—13 лет эксплуатации, были получены убе­дительные данные о высокой надежности и долговечности полимербетона, воспринимающего весьма жесткие внеш­ние воздействия. Hanpiwvp, на Сары-Курганском, Беш - Алышском, Караснансічом и других гироузлах за год про­ходит 40—100 тыс. м3 наносов со средней крупностью 40—50 мм. При гаком интенсивном воздействии наносов полимербетонные облицовки изнашиваются в значитель­но меньшей степени по сравнени'о с облицовками из железобетона и каменного лить» [77].

Расчеты по предложенной в НИИЖБе методике пока­зывают, что прогнозируемая долговечность полимербе­тонных конструкций в зависимо :і и от вида полимербето­на и условий эксплуатации може г составлять от 20 до 40 лет. По данным Корецкого В. I!.. прогнозируемая дол­говечность облицовок на основе колиviepoeгона ФАМ равна 30—40 лет, т. е. результаты в обої х. случаях нрак - іически совпадают. Расчет производился в соответствии с методикой, приведенной в ГОСТ 258М—83.

Исследования А. И. Чебаненко |145| позволили уста новить четко выраженные релаксационные и гистерезис - ные свойства полимербетонов, обусловленные активним проявлением энтропийной упругости полимерной матри­цы. На основании этих исследований А. И. Чебаненко разработал основы теории расчета армополимербетон - ных конструкций, основные положения которой заключа­ются в следующем:

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

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

Оцениваются реологические свойства материала ис­ходя из параметрической теории ползучести;

Учитываются особенности предварительно напряжен­ных армополимербетонных конструкций с металлической и неметаллической напрягаемой арматурой. При этом расчетные формулы базируются на общепризнанной ме­тодике по I и II группам предельных состояний, гаранти­рующих иадел-шость эксплуатационных характеристик[13].

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