ПРИМЕНЕНИЕ ЖЕЛЕЗОБЕТОНА МАШИНОСТРОЕНИИ

Краткие сведения о результатах испытания железобетонных рам

Сравнение опытной разрушающей поперечной силы при про­верке прочности наклонных сечений ригеля рамы (вычисленной по указаниям СН и П II-B. 1-62) показало, что нормы недооцени­вают прочность указанных сечений действию поперечной силы.

Было также установлено, что указания п. 7-56 СН и ПII-B. 1-62 о том, что при малых эксцентрицитетах продольной растягивающей

Силы вся поперечная сила в любом наклонном сечении, направлен­ном под углом меньше 60° к продольной оси элемента, должна быть воспринята только одной поперечной арматурой, испытаниями четырех рам автоклава не подтвердилось.

• Так, например, рама Р-1 разрушилась по наклонному сечению между первым и вторым грузами при воздействии относительного расчетного температурного перепада 0,87 град/см, поперечной силы Q = 32,5 т, растягивающего усилия N = 65 Ти переменного по длине ригеля изгибающего момента, при котором величина эксцентрицитета приложения растягивающего усилия имеет вид, показанный на фиг. 6.

Из фиг. 6 видно, что разрушение рамы произошло по наклон­ному сечению, в котором отсутствовали отогнутая и поперечная арматуры, а эксцентрицитет приложения растягивающего уси­лия е0 изменяется в пределах от 0 до 0,5H0.

Если руководствоваться указаниями п. 7-56 СН и П II-B. 1-62, то поперечная сила могла бы быть воспринята только отогнутой и поперечной арматурой, а поскольку она отсутствует, то следо­вало бы считать сопротивление наклонного сечения действию поперечной силы равным нулю.

Расчеты показали, что если рассмотреть сопротивление по­перечной силе участка ригеля между первым грузом и осью стойки рамы, то при наличии отогнутой горячекатаной арматуры и значений коэффициента

K = 0,5 = 0,39

Рама могла бы выдержать Q = 31,6 т. Однако опытная поперечная сила составила Q = 65 т, а рама на рассматриваемом участке ригеля не разрушилась. Из этого можно заключить, что реко­мендации действующих норм недооценивают фактическую проч­ность рам действию поперечной силы при внецентренном растя­жении, когда е0 < 1,5H0.

Обработка данных испытания рамы Р-1 показала, что вычислен­ная разрушающая поперечная сила дает хорошее совпадение с опытом, если вместо кбэффициента 0,15 в формуле (63) СН и П П-В. 1-62 принять коэффициент 0,04, и вместо коэффициента 0,6 в формуле (65) принять коэффициент 0,16.

В последнем случае вычисленная разрушающая поперечная сила для участка между первым и вторым грузами составила 32,2 т, а на участке между первым грузом и осью стойки — 63,6 т, т. е, отличается не более, чем на 1—2% от величин по­перечных сил, действовавших при испытании рамы.

Подобные данные могли бы быть приведены по раме Р-2, испытанной на внутреннее давление и температурный перепад, раме Р-3, армированной ненапрягаемой горячекатаной сталью класса A-IV, и раме Р-4, армированной напрягаемой высокопроч­ной проволокой. Укажем, что рамы Р-3 и Р-4 испытывались на одно внутреннее давление без температурного перепада.

При расчете предварительно напряженных рам по образованию трещин исходили из того, что в растянутых зонах ригелей и стоек, армированных напрягаемой проволочной арматурой при испыта­тельном давлении, трещины не допускаются. На участках ригелей и стоек рамы, примыкающих к углам и армированных в растяну­тых зонах ненапрягаемой стержневой арматурой, трещины допу­скаются. Однако величина раскрытия последних не должна пре­вышать 0,2 мм. Отметим, что испытательное давление для авто­клава на 8 ати составляет 11 ати, а для автоклава на 12 ати — 16,5 ати.

Температурные моменты определялись по сечению с мини­мальной жесткостью. При расчете трещиностойкости сечений, кроме потерь предварительного напряжения, указанных выше, и коэффициента точности натяжения арматуры тт — 0,9, учиты­валось также влияние нагрева рам на снижение физико-механиче­ских свойств бетона и арматуры.

Расчет деформаций ригелей и стоек рамы включал определение их прогибов и удлинений при воздействии эксплуатационной нагрузки. При этом влиянием растягивающих усилий на вели­чину прогибов стоек и ригелей рамы пренебрегали.

Для упрощения расчета прогибы и удлинения ригелей и стоек определялись по формулам строительной механики, как для сплош­ного упругого тела с учетом работы всего поперечного сечения элемента (без учета трещин в углах рам) и жесткости, равной

В окр = 0,85Еб(1п.

Согласно работе 115], для нахождения изогнутой оси элементов рамы к ординатам упругой линии ригеля или стойки от нагруже­ния их узловыми температурными моментами алгебраически прибавлялись ординаты дуги окружности радиуса Q от изменения температуры.

Учитывая ограниченный объем статьи, приведем сравнение опытных и теоретических величин усилий, вызывающих появление трещин и деформаций только для одной из испытанных рам, арми­рованной предварительно напряженной высокопрочной гладкой проволокой диаметром 5 мм и подвергнутой действию внутреннего давления и неравномерного нагрева.

Так, например, опытный момент появления трещин в середине Пролета ригеля составил р° = 10,9 Amu, а теоретический рт — = 11 Amu, т. е. отличается от опытного на 1%.

Значения опытных прогибов ригелей и стоек при первом

Нагреве рамы составили соответственно F° = 1,65 мм и F°C —

F

= 0,99 мм,"а теоретически FTp = 1,8 мм, /J = 0,43 мм, ~ ~ 0,9

'р

И -4г = І, зо.

F >е

После второго нагрева рамы опытные значения прогибов составили F° = 2,3 мм, = 1,09 мм, а теоретические FTp =

Р f>

= 2,02 мм, Ц = 0,73 мм, - f -= 1,15,— = 1,49.

^р с

Значения опытных и теоретических удлинений ригелей и стоек рамы при действии температуры 180—200° С при первом нагреве

Составили соответственно: для ригелей А1°р = 2,31 мм и стоек

М°с = 1,93 мм, а Д/р = 2,32 мм и All = 2,06 мм; при этом

TOC \o "1-3" \h \z М°„ Л/°

= 0,99 и -£- = 0,88.

Л'р <ЧГ

І$35 489

После второго нагрева Д/р = 5,14 мм, Д/° = 3,43 мм, а Д/J =

Д/° д/°

= 5,46 мм, МЇ = 3,89 мм и —f = 0,94, —= 0,88.

Д/р А/*

При совместном действии температурного перепада и внутрен­него давления максимальные опытные прогибы ригелей и стоек рамы Р-2 составили соответственно 2,39 и 0,53 мм, а теоретические прогибы 2,28 и 0,51 мм.

Наибольшие опытные удлинения ригелей и стоек составили соответственно 5,25 и 3,74 мм, а теоретические 5,17 и 3,66 мм. Аналогичные данные могли бы быть приведены и по другим рамам.

Из приведенных данных можно сделать вывод, что эксперимен­тальная проверка прочности, трещиностойкости и деформатив - ности предварительно напряженных элементов сборного корпуса автоклава, рассчитанных с учетом изложенных выше особенностей, показала достаточно удовлетворительное совпадение их опытных и теоретических значений. Исключение составила рама Р-3, в которой напрягаемая проволочная арматура была заменена ненапрягаемой горячекатаной сталью периодического профиля класса А-IV. В этой раме при давлении 11 ати, являющемся испытательным давлением для автоклава на 8 ати, величина рас­крытия трещин по наклонным сечениям достигала 0,5 мм, что превышало допустимую ширину раскрытия на 0,2 мм. Таким обра­зом, применение железобетонных рам с ненапрягаемой контурной арматурой недопустимо по ширине раскрытия трещин.

Выводы

Выполненные экспериментально-теоретические исследования работы рам сборного предварительно напряженного железобетон­ного корпуса автоклава и материалов для их изготовления позво­ляют сделать следующие выводы.

1. Для возведения крупноразмерных автоклавов, наряду со сталью, может быть использован предварительно напряженный железобетон, который обеспечивает достаточную прочность, тре - щиностойкость и жесткость корпуса автоклава. Его применение позволяет отказаться от традиционной цилиндрической формы стальных автоклавов и использовать прямоугольную.. В резуль­тате этого коэффициент заполнения железобетонного прямоуголь­ного автоклава может быть повышен до 0,5 (вместо 0,18—0,32), расход листовой стали уменьшен (по сравнению с круглым сталь­ным автоклавом диаметром 3,6 лі) на 35% и более и, кроме того, сокращена на 30% площадь автоклавных цехов.

Использование железобетона в автоклавостроении позволяет уменьшить загрузку машиностроительных заводов и обеспечить изготовление корпусов железобетонных автоклавов на заводах сборного железобетона.

Расчет железобетонного корпуса автоклава может произ­водиться по правилам строительной механики, а подбор сечений рам — по методике предельных состояний в соответствии с ука­заниями СН и П II-B. 1-62 и рекомендациями настоящей статьи в части учета работы железобетона в условиях повышенных тем­ператур. К последним относятся снижение прочности и начального модуля упругости бетона и дополнительные потери предваритель­ного напряжения, вызванные воздействием повышенных темпера­тур (термическая усадка бетона, ползучесть бетона, релаксация напряжений в напрягаемой арматуре, разные величины удлинений арматуры и бетона и т. п.).

При подсчете нагрузок необходимо учитывать дифференциро­ванные коэффициенты перегрузки и перегрева отдельно для давле­ния и температуры, а также коэффициенты условий работы бетона и арматуры при повышенной температуре.

При действии внутреннего давления и повышенной темпера­туры разрушение рам происходило от преодоления сопротивления действию поперечной силы ригелей по наклонным сечениям на участках их примыкания к узлам. Сравнение опытной разрушаю­щей поперечной силы с вычисленной по указаниям СН и ПII-B. 1-62 показало, что опытная поперечная сила оказывается значительно больше вычисленной.

Лучшее совпадение с опытом имеет место при замене коэффи­циентов 0,15 и 0,6 в формулах (63) и (65) СН и П II-B. 1-62 на коэф­фициенты, соответственно равные 0,04 и 0,16.

Трещиностойкость сердечников предварительно напряжен­ных рам оказалась обеспеченной лишь в тех рамах, при расчете которых потери предварительного напряжения принимались с уче­том потерь, вызванных действием повышенных температур; при этом суммарная величина потерь составила 4230—4350 кГ/см2 Для автоклава на 8 ати и 4500—4600 кГ/см2 — на 12 ати.

Ввиду того, что потери предварительного напряжения в напрягаемой арматуре рам сборного корпуса автоклава могут достигать 4230 и 4600 кГ/см2, применение в автоклавостроении стержневой горячекатаной напрягаемой арматуры класса A-IV не рекомендуется, так как при указанной величине потерь эффект предварительного напряжения почти полностью пропадает.

Опыты показали, что деформации рам при воздействии нор­мативной и испытательной нагрузок невелики и не лимитируют конструкцию.

Окончательный вывод о работе железобетонных автоклавов под нагрузкой может быть сделан после испытания головного об­разца автоклава, возводимого в г. Новосибирске, и некоторого времени его эксплуатации.